автореферат диссертации по кораблестроению, 05.08.04, диссертация на тему:Методы расчета сварочных деформаций и напряжений судовых корпусных конструкций с применением метода конечных элементов, решений тепловой и деформационной задачи

На правах рукописи

АЛФЕРОВ Валентин Иванович

МЕТОДЫ РАСЧЕТА СВАРОЧНЫХ ДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЙ СУДОВЫХ КОРПУСНЫХ КОНСТРУКЦИЙ С ПРИМЕНЕНИЕМ МЕТОДА КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ, РЕШЕНИЙ ТЕПЛОВОЙ И ДЕФОРМАЦИОННОЙ ЗАДАЧИ

Специальность:

05.08.04 "Технология судостроения, судоремонта и организация судостроительного

производства"

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

11 АПР 2013

Санкт-Петербу рг-2013

005051797

005051797

Работа выполнена в Федеральном государственном ушгтарном предприятии

«Крыловский государственный научный центр» Научный консультант:

доктор технических наук, профессор Барышников Сергей Олегович Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Чистов Валентин Борисович,

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования "Государственный университет морского и речного флота имени адмирала С.О.Макарова",заведующий кафедрой "Сопротивление материалов и строительная механика"

доктор технических наук, профессор Куркин Алексей Сергеевич,

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования "Московский государственный технический университет имени Н.Э.Баумана", профессор кафедры сварки

доктор технических наук, доцент Илыш Алексей Витальевич,

Федеральное государственное унитарное предприятие «Центральный научно-исследовательский институт конструкционных материалов «Прометей», заместитель начальника НПК-З/начальник лаборатории

Ведущая организация: Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования "Санкт-Петербургский государственный морской технический университет"

Защита состоится " 17 "мая 2013 г. в 14.00 на заседании Диссертационного Совета Д 223.009.04 при ФГОУ ВПО "ГУ МРФ имени адмирала С.О.Макарова".

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ФГОУ ВПО "ГУ МРФ имени адмирала С.О.Макарова"по адресу: 198035, Санкт-Петербург, ул. Двинская, 5/7. Автореферат разослан " 10 "апреля 2013 г. Ученый секретарь Диссертационного Совета /Ою

доктор технических наук, профессор /у / / Ерофеев В. Л

Общая характеристика работы.

Актуальность темы. Особенностью изготовления судовых корпусных конструкций, имеющих большие габаритные размеры, является применение значительного объема ручных пригоночных работ на всех этапах технологического процесса (при изготовлений узлов, секций, при постройке корпуса на стапеле). Это явление связано с жесткими допусками на величины сварочных зазоров, большими величинами пооперационных погрешностей и со сварочными деформациями конструкций. Пригоночшле работы оказывают отрицательное влияние на качество и увеличивают стоимость изготовления конструкций. Снижение пригоночных работ возможно на базе расчетных методов оценки сварочных деформаций и разработки технологических мероприятий по их компенсации, а также на основе выбора из ряда вариантов оптимального процесса сборки и сварки. Достижение желаемого эффекта предполагается при моделировании технологического процесса сборки и сварки с применением метода конечных элементов (МКЭ) и вычислительной техники.

Остаточные сварочные деформации и напряжения могут оказать влияние на технологическую и конструктивную прочность и поэтому дальнейшее развитие и совершенствование методов расчетов сварочных деформаций и напряжений важно для оценки влияния "технологического фактора" на прочность судовых корпусных конструкций.

Также необходимо проведение исследований погрешностей изготовления корпусных конструкций и возможности уменьшения объема пригонки при сборке монтажных соединений корпуса на основе вероятностных зависимостей объема пригонки от величин допусков на отклонения размеров секций (в том числе, с учетом величин сварочных деформаций), допусков на отклонения секции от базовых плоскостей и допусков на смещения соединяемых элементов.

Теоретические и экспериментальные исследования в области сварки, выполненные в 30-70 годы XX века, позволили установить основные закономерности образования сварочных деформаций и напряжений, получить количественные зависимости деформаций от различных конструктивных и технологических параметров. Большой вклад в решение этой проблемы внесли Е.О.Патон, Г.А.Николаев, Н.О.Окерблом, Н.Н.Рыкалин, В.П.Вологдин, Н.Н.Прохоров, А.А.Казнмиров, Г.Б.Талыпов, В.А.Винокуров, И.Н.Трочун, В.И.Труфяков, И.М.Байкова, С.А.Кузьминов, С.А.Куркнн, В.М.Сагалевич, А.Г.Григорьяиц, В.И.Махненко, А.Я.Недосека, Z. Feng, A. Goldak, L.E.Lindgren, K.Masubuchi, Y.Ueda, K.Satoh, H.Kihara, и другие.

Инженерные методы определения и предотвращения остаточных сварочных деформаций, действующие в судостроении и регламентируемые РД 5.9807-93, разработанные еще в 50-70 годы прошлого века, основаны на упрощенных допущениях. Они применялись при исследовании деформационных процессов, происходящих при сварке относительно простых конструктивных

узлов и плоских секций. Существующие методики не учитывают многие важные

обстоятельства, в . том числе, зависимость теплофизических и механических характеристик материала от температуры, сложную геометрию конструкции, граничные условия и теплоотдачу в окружающую среду.

В настоящее время является актуальным прогнозирование остаточных сварочных деформаций при комбинированном применении МКЭ и приближенного "метода усадки", основанного на экспериментальных измерениях укорочений в сварных швах опытных образцов или на приближенных оценках укорочений по теории сварочных деформаций. Данный метод необходим для расчетов сварочных деформаций объемных секций и блоков, а также целого корпуса в процессе его сборки и сварки на стапеле и в случаях модернизации корпусов судов (кораблей) с большим объемом замены секций, что позволяет разработать рекомендации по снижению (компенсации) остаточных деформаций с целью сокращения пригоночных работ в монтажных соединениях корпуса и предложений по рационализации технологических процессов изготовления конструкции

Дальнейшее усовершенствование расчетных методов оценки сварочных деформаций и напряжений целесообразно с применением МКЭ и решений термопластической задачи с учетом режимов сварки, зависимости теплофизических и механических характеристик материала от температуры, сложной геометрии конструкции, граничных условий и теплоотдачи в окружающую среду. Этот метод позволяет проследить по времени образование и развитие пластических деформаций в процессе сварочного нагрева и последующего остывания конструкции и определить как временные, так и остаточные сварочные напряжения и деформации. Известные в настоящее время пакеты коммерческих программ (АВАСЗиБ, 5УЭ\УЕ1ЛЭ и др.), использующие метод термопластичности, моделируют многообразные функции сварки, применяются прп проектировании сварочных процессов и требуют больших ресурсов памяти ЭВМ. Для эффективного решения задачи расчета остаточных деформации и напряжений крупномасштабных судовых корпусных конструкций необходима разработка нового специализированного метода с применением термопластических решений.

Целью работы является создание эффективных методов расчета сварочных деформаций и напряжений пространственных секций, блоков и целых корпусов судов в процессе постройки в цехе, на стапеле, при модернизации и ремонте изношенных корпусов судов, разработка технологических мероприятий по снижению объема пригоночных работ в монтажных соединениях корпуса, обоснование рациональных технологий и разработка алгоритмов для оценки прочности конструкций корпуса с учетом остаточных деформаций и напряжений.

Основным! задачами исследования явились:

1) разработка метода расчета сварочных деформаций судовых корпусных конструкций с применением МКЭ в статической постановке, учитывающего пространственный характер конструкций н оценку величин продольных и поперечных укорочений (или эквивалентных внутренних уснлнй) в монтажных сварных швах на основе теории сварочных деформаций;

2) выполнение расчетов сварочных деформаций плоских и объемных секций и пространственных отсеков корпусов судов и разработка рекомендаций по снижению остаточных деформаций, обеспечению допусков на отклонения размеров н сокращению пригоночных работ;

3) разработка метода компенсации сварочных деформаций при постройке корпуса судна на стапеле блочно-секциоиным и блочным методами для обеспечения установленных допусков;

4) разработка модели корпуса крупнотоннажного судна при замене в процессе модернизации большого числа секций в четырех технологических районах, расчетная оценка сварочных деформаций корпуса и обоснование технологических мероприятий по их снижению;

5) разработка метода исправления общих деформаций корпуса судна типа "река-море" в условиях горизонтального стапеля в процессе капитального ремонта и восстановления корпуса судна секционным методом;

6) разработка метода расчета сварочных напряжений и деформаций судовых, корпусных конструкций с применением МКЭ и термопластических решений с учетом параметров теплового процесса сварки, нелинейных тепло-физических и механических свойств материала, сложной геометрии конструкции и теплообмена с окружающей средой; разработка рациональных алгоритмов решения термопластической задачи, включающий выбор соотношения оболочечных и объемных КЭ и процедуру, обеспечивающую устойчивость вычислительного процесса решения деформационной задачи;

7) разработка с применением термопластических решений моделей опытных образцов и балок, бортовой секции, цилиндрических и сферических резервуаров при ручной, полуавтоматической и автоматической сварке; расчетное и экспериментальное исследование тепловых полей, временных и остаточных деформаций и напряжений;

8) разработка алгоритма расчета прочности судовых корпусных конструкций с учетом остаточных напряжении и деформаций, вызванных сборкой и сваркой; исследование влияния на прочность цилиндрической оболочки "технологического фактора" и оценка прочности палубы корабля при воздействии на нее экстремальной тепловой и силовой нагрузки;

9) разработка метода расчетной оценки эффективности технологических мероприятий, направленных на снижение объемов пригоночных работ в монтажных соединениях судового корпуса на основе размерного анализа.

Объект исследования. Временные и остаточные сварочные деформации и

напряжения в . процессе изготовления корпусных конструкций, при ремонте и модернизации корпусов судов.

Предмет исследования. Влияние сварочных деформаций конструкций на объем пригоночных работ и оценка влияния остаточных деформаций и напряжений на прочность судовых корпусных конструкций.

Методы исследования. В диссертации использованы методы решения задач механики сплошной среды (метод конечных элементов, теория теплопередачи), методы теории вероятностей и математической статистики, а также экспериментальные методы (при проведении измерений параметров сварочного процесса на опытных образцах и натурных измерений на строящихся и ремонтируемых судах).

Научная новизна. Новизна научных результатов, полученных соискателем, состоит в том,

что:

-разработан метод расчета сварочных деформаций пространственных корпусных конструкций, основанный на применении МКЭ и основных положениях теории сварочных деформаций; метод позволяет оценить объемные укорочения в сварных швах в продольном и поперечном направлениях и задать расчетные нагрузки на модель МКЭ судовой конструкции в виде эквивалентных снл (или относительных укорочений);

-выполнены исследования сварочных деформаций сложных пространственных секций, блоков и целых корпусов судов в процессе постройки судна на стапеле, модернизации и ремонта корпусов судов и разработаны технологические мероприятия по компенсации сварочных деформаций на основе выбора из ряда вариантов оптимального процесса, обеспечивающего соблюдение установленных допусков и сокращение объема пригоночных работ;

-разработан метод расчета сварочных напряжении и деформаций судовых корпусных конструкций с применением МКЭ и термопластических решений, учитывающий параметры теплового процесса сварки, нелинейные тепло-физические и механические свойства материала, сложную геометрию конструкции и теплообмен с окружающей средой;

-разработаны рациональные алгоритмы решения термопластической задачи, включающие выбор соотношения оболочечных и объемных КЭ расчетной модели и процедуру, обеспечивающую устойчивость вычислительного процесса решения деформационной задачи;

-разработан алгоритм решения тепловой задачи с использованием уравнения нестационарной теплопроводности в соответствии с режимом сварки и технологией сборки судовой конструкции, позволяющий рассчитать тепловые поля от начала сварки до полного остывания конструкции;

-разработан алгоритм решения деформационной задачи на основе теории

пластических деформаций и принципа последовательного прослеживания развития упруго-пластической деформации по шагам расчета от начала сварки до полного охлаждения судовой конструкции;

-с применением термопластических решении разработан алгоритм для расчетной оценки предельной нагрузки на судовую конструкцию, включающий расчет тепловых полей при сварке, расчет остаточных напряжений и деформации под действием тепловых полей и расчет в физически и геометрически нелинейной области напряженно-деформированного состояния конструкции;

-впервые выполнены прямые расчетные оценки влияния "технологического фактора" на прочность корпусной конструкции, а также расчеты прочности палубы корабля при воздействии на нее экстремальной тепловой и силовой нагрузки;

-выполнены измерения и сделаны оценки параметров статистических распределений результирующих отклонений связей в монтажных соединениях секций и блоков; установлены вероятностные зависимости объема пригоню! по наведению связей смежных секций (блоков) от величин допусков на отклонения размеров соединяемых элементов (в том числе, с учетом величин сварочных деформаций), допусков на отклонения секций от базовых плоскостей и допусков на смещения соединяемых элементов, что позволило оценить эффективность технологических мероприятий по уменьшению объема пригоночных работ.

Достоверность результатов подтверждается использованием общепризнанных гипотез строительной механики, строгими математическими методами численного интегрирования систем дифференциальных уравнений, сопоставлением расчетных оценок с экспериментальными данными, с натурными заводскими измерениями, с результатами, полученными другими исследователями.

Практическая значимость работы. Полученные при решении принципиальных вопросов моделирования процесса сварки результаты, выносимые на защиту, позволили на новой методической основе разработать практические методы расчета сварочных деформаций при изготовлении типовых узлов, секций при постройке корпуса судна на стапеле, при ремонте и модернизации корпусов судов. Благодаря этому создается возможность существенного повышения точности и достоверности расчетов, разработки рекомендаций по уменьшению остаточных деформаций, совершенствованию технологических процессов на основе выбора из ряда вариантов оптимального процесса сборки и сварки, обеспечивающего уменьшение объема пригоночных работ и повышение качества изготовления конструкций. Метод расчета сварочных напряжений и деформаций судовых корпусных конструкции с применением МКЭ и термопластических решений позволил существенно повысить точность оценок остаточных деформаций и напряжении и сделал

возможным прямой расчет предельной прочности судовых корпусных конструкций

с учетом всех основных параметров: нелинейных физических и механических свойств материала, остаточных деформаций и напряжений, сложной геометрии конструкции, внешних нагрузок и граничных условий.

Методы и алгоритмы расчетов сварочных деформаций и напряжений разрабатывались в рамках НИР «Сварка» и «Стандарт» и «Двина", договорных работ с ОАО «Центр Технологии Судостроения и Судоремонта», с отечественными конструкторскими бюро и судостроительными предприятиями.

Выполненные в диссертации расчетные примеры могут быть полезны при решении следующих практических задач:

-моделирование технологических процессов сборки и сварки пространственных конструкций корпусов судов с целью компенсации сварочных деформаций позволяет сократить объем пригоночных работ и обеспечить выполнение установленных допусков;

-в процессе модернизации крупнотоннажных корпусов судов в связи с большим объемом замены секций применение технологических мероприятий по снижению остаточных деформаций позволяет уменьшить максимальные вертикальные перемещения на 14-26%;

-моделирование мероприятий по компенсации сварочных деформаций конструкций корпуса танкера при постройке на стапеле блочно-секционным и блочным методами, заключающееся в корректировке высоты стапельных опор и положения секций в пространстве, позволяет уменьшить общие остаточные деформации корпуса в 5-6 раз.

-исправление общих деформаций корпуса танкера типа "река-море" в процессе капитального ремонта обеспечивает уменьшение его деформаций до допустимого уровня и возможность последующей замены изношенных секции корпуса при минимальной трудоемкости сборочно-сварочных работ;

- оценка эффективности использования различных технологических процедур (закрепления на стенде с помощью скользящих соединений на "гребенках"; механической обработки сварных швов, низкотемпературного отпуска) для снижения остаточных деформаций;

-моделирование автоматической, полуавтоматической и ручной сварки при изготовлении секции корпуса судна позволяет повысить точность вычислений перемещений, остаточных напряжений, продольных и поперечных укорочений секций;

-моделирование автоматической однопроходной односторонней сварки пазовых и стыковых швов цилиндрических обечаек резервуаров (б=16 мм, 20 мм и 30 мм) по методу "поперечная горка" позволяет более точно оценить величины поперечных и продольных укорочений в сварных швах, чем по методике РД 5Р.9807-93, завышающей расчетные значения;

-с применением термопластических решений целесообразна прямая оценка

предельной прочности судовых конструкций и оценка прочности конструкций корабля при воздействии экстремальной тепловой и силовой нагрузки;

-дальнейшее развитие и применение термопласпгческих решений позволит оценить влияние на прочность судов не только остаточных сварочных напряжений и деформаций, но также различных технологических процедур (механической обработки сварных швов, низкотемпературного отпуска, операций правки нагревом), что сократит объем натурных и модельных испытаний судовых конструкций;

-оценка целесообразности применения новых производственных технологий или нового, более точного оборудования возможна на базе использования размерного анализа для определения результирующих отклонений при постройке корпуса судна на стапеле и методов расчетов сварочных деформаций при изготовлении судовых корпусных конструкций;

-вероятностные зависимости объема пригонки по наведению связей смежных • секций (блоков) от величин допусков на отклонения размеров соединяемых элементов, допусков на отклонения секций от базовых плоскостей и допусков на смещения соединяемых элементов позволяют оценить эффективность технологических мероприятий по сниженшо пригоночных работ при применении оптических методов разметки, контроля и в случае сокращении сварочных деформаций секций (блоков) корпуса.

Внедрение результатов работы. На основании выполненных в диссертации исследований разработаны методы расчетов сварочных деформаций и напряжений и выполнены расчеты сварочных деформаций следующих объектов: пространственных конструкций днищевого и палубного блоков и корпуса крупнотоннажного судна в связи с заменой секций в четырех районах; при вварке в блок корпуса крупномасштабных труб (КТ); при вварке в торо-сферическую оболочку толстостенных комингсов; при приварке труб к комингсам торо-сферической оболочки и бракетам корпуса; при вварке в верхние комингсы крупномасштабных труб (КТ) дополнительных труб насыщения. При участии автора были разработаны принципиальные технологические процессы сборки и сварки перечисленных конструкций и предложены практические рекомендации по уменьшению сварочных деформаций, которые были использованы на Северном машиностроительном предприятии при разработке заводских технологий.

По заказу Адмиралтейских верфей разработан метод расчетов сварочных деформаций конструкций корпуса танкера при постройке на стапеле блочно-секционным и блочным методами. Выполнено моделирование мероприятий по компенсации сварочных деформаций в процессе их сборки и сварки на стапеле. Расчеты показали, что деформации корпуса могут быть уменьшены в 5-6 раз, что подтверждается практикой постройки корпусов судов на Адмиралтейских верфях.

При участии автора была разработан метод исправления общих деформаций

конструкции танкера типа "река-море" и технология капитального ремонта транспортных судов смешанного плавания. Технология внедрена на предприятиях Волжского бассейна. Головным предприятием, обеспечивающим реализацию программы, капитального ремонта является ЗАО «Рыбинский судостроительный завод».

На защиту выносятся:

-метод расчета с применением МКЭ в статической постановке сварочных деформаций сложных пространственных конструкции и целых корпусов судов в процессе постройки судна на стапеле и модернизации корпусов судов, используемый для разработки технологических мероприятий по компенсации сварочных деформаций на основе выбора из ряда вариантов оптимального процесса, обеспечивающего соблюдение установленных допусков и сокращение объема пригоночных работ;

-метод компенсации сварочных деформаций при постройке корпуса судна на стапеле блочно-секционным и блочным методами с применением корректировки высоты стапельных опор и положения секций в пространстве;

-метод исправления общих деформаций корпуса судна типа «река-море» в процессе капитального ремонта с использованием технологических средств в условиях горизонтального стапеля и технология капитального ремонта и восстановления корпуса судна секционным методом;

-метод расчета сварочных напряжений и деформаций судовых корпусных конструкций с применением МКЭ и термопластических решений с учетом параметров теплового процесса сварки, нелинейных тепло-физических и механических свойств материала, сложной геометрии конструкции и теплообмена с окружающей средой;

-алгоритм решения термопластической задачи, включающий выбор соотношения оболочечных и объемных КЭ расчетной модели и процедуру, обеспечивающую устойчивость вычислительного процесса решения деформационной задачи;

-алгоритм решения тепловой задачи с использованием уравнения нестационарной теплопроводности и алгоритм решения деформационной задачи с использованием теории пластических деформаций и принципа последовательного прослеживания развития упруго-пластической деформации по шагам расчета во времени от начала сварки до полного охлаждения судовой конструкции;

-алгоритм расчета прочности судовых корпусных конструкций с учетом остаточных напряжений и деформаций, вызванных сборкой и сваркой;

-результаты исследования влияния на прочность цилиндрической оболочки

"технологического фактора" и оценю! прочности палубы корабля при воздействии на нее экстремальной тепловой и силовой нагрузки;

-метод расчетной оценки эффективности технологических мероприятий, направленных на снижение объемов пригоночных работ в монтажных соединениях судового корпуса на основе размерного анализа.

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертации обсуждались на 3-й Всесоюзной научно-исследовательской конференции "Научные основы технологии и прогрессивные технологические процессы в машиностроении и приборостроении", Москва, 1970, на научно-технической конференции по сварке 20-22 марта 1997 г., Санкт-Петербург, 1997, 2-ой международной конференции и выставке морской инженерной техники МОРИНТЕХ, 1997, на 2-ой Международная конференции по судостроению, ICS'98. Секция «Прочность, надежность и ресурс корпусов судов и морских сооружений». Санкт-Петербург, 1998, на конференции, посвященная 90-летию академика В.В.Новожилова «Применение метода конечных элементов при решении задач механики сплошных сред», Санкт-Петербург, 2000, на конференции "Ресурсосберегающие технолопга: математическое обеспечение оптимизационных задач в системах автоматизированного проектирования", Санкт-Петербург, 2001, на 4-й Международной конференции по морским интеллектуальным технологиям, Санкт-Петербург, 20 - 22 сентября 2001 г., на ХХП-й Международной конференции "Математическое моделирование в механике деформируемых тел н конструкций. Методы граничных и конечных элементов", 2007, Санкт-Петербург, на 7-н общероссийской конференции и выставке по морским интеллектуальным технологиям МОРИНТЕХ, 18-19 сентября 2008, Санкт-Петербург, на конференции по строительной механике корабля памяти проф. П.Ф. Папковича, Санкт-Петербург, 2007, на конференции по строительной механике корабля памяти академика Ю.А.Шиманского, Санкт-Петербург, 2008, на конференции по строительной механике корабля памяти профессора П.Ф.Папковича, 2009 г, Санкт-Петербург, на конференции "Assesment of reliability of materials and structures: problems and solutions"-22-th International conférence, St. Petersburg, Russia, 17-19 June, 2008, на конференции по строительной механике корабля памяти академика В.В.Новожнлова, Санкт-Петербург, 2010

Публикации; По теме диссертации опубликованы 44 научно-технических статьи, в том числе, 20 статей в рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК РФ.

Личный вклад. Диссертационная работа является самостоятельным творческим исследованием автора. В работах, опубликованных в соавторстве, диссертанту принадлежит постановка или участие в постановке задачи, разработка математических моделей и

соответствующих алгоритмов решений, выполнение численных исследований,

анализ полученных результатов и формулирование выводов, измерение и математическая обработка технологических погрешностей изготовления судовых конструкций, участие в разработке новых технологий и внедрении их на предприятиях отрасли.

Структура работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, 5-ти приложений и списка литературы. Работа изложена на 346 страницах, содержит 27 таблиц и 190 рисунков. Список литературы составляет 157 источников.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ

Структурная схема работы, иллюстрирующая взаимосвязь между ее отдельными частями, представлена на рисунке 1.

Во введении представлено обоснование важности проблемы, ее значимости, сложности решения:

-обоснована актуальность совершенствования технологических процессов на базе применения расчетных методов оценки сварочных деформаций, разработки мероприятий по их компенсации, а также на основе выбора из ряда вариантов оптимального процесса сборки и сварки, обеспечивающего уменьшение объема пригоночных работ и повышение качества изготовления конструкций;

-обоснована актуальность разработки практического метода расчета сварочных деформаций судовых корпусных конструкций с применением МКЭ в статической постановке;

-обоснована актуальность совершенствования метода расчета сварочных деформаций и напряжений с применением МКЭ и термопластических решений для оценю! влияния технологического фактора на прочность судовых корпусных конструкций с учетом нелинейных физических и механических свойств материала, сложной геометрии конструкции и граничных условий;

-обоснована актуальность оценки эффективности применения нового оборудования и технологических мероприятий, направленных на повышение точности технологических операций и снижение пригоночных работ в монтажных соединениях секций, с применением размерного анализа;

-сформулирована цель работы, определена ее новизна, практическая ценность и эффективность результатов, перспективы дальнейшего развития.

Решение обозначенных задач позволяет обновить и усовершенствовать нормативную базу в области сокращения сварочных деформаций и обеспечения прочности судовых корпусных конструкций с учетом технологического фактора.

Рисунок 1 Структурная схема диссертационного исследования

Первая глава посвящена краткому анализу истории развития методов расчетов сварочных

деформаций. В истории мирового судостроения внедрение электрической и газовой сварки

отмечается в начале XX века. Электросварка балок и других узлов обеспечивала более жесткое

соединение и вызывала сварочные деформации, что усложняло принятую еще в XIX веке

практику формирования корпусов судов на стапеле из деталей и узлов, характерную для клепаных

конструкций. В дальнейшем указанные выше трудности судостроители научились преодолевать:

были разработаны новые технологии (в том числе секционная сборка и сварка корпусов судов),

включающие мероприятия по сокращению сварочных деформаций и изготовлению узлов и секций

с припусками, которые с использованием пригонки облегчали сборку монтажных

соединений при обеспечении необходимых сварочных зазоров.

В 30-50 годы построить математическую модель, которая в должной степени отражала бы основные особенности сложного процесса образования сварочных деформаций и напряжений без помощи мощных вычислительных средств не представлялось возможным и в основу расчетов были положены упрощенные модели реальных процессов. В первых работах А.Д.Бондаренко, А.И.Иванова, Н.О.Окерблома, Е.О.Патона и др. использовались экспериментальные данные о распределении температур при сварке изделий. В работах Г.Б.Талыпова и

A.Я.Недосеки при оценке остаточных напряжений отказывались от рассмотрения температуры как возмущающего фактора, вводя взамен функцию усадки, используя математический аппарат теории упругости.

Дальнейшее развитие и углубление расчетных методов оценки напряжений и деформаций связано с расчетным определением температурных полей в конкретных изделиях в зависимости от параметров режима сварки. Н.Н.Рыкалин создал основу общей теории распространения тепла при сварке, которая нашла широкое применение при разработке методов оценки сварочных напряжений и деформаций в работах Н.О.Окерблома, Г.А.Николаева, А.Я.Недосеки,

B.А.Винокурова, А.Г.Григорьянца, Н.Н.Прохорова, В.И.Махненко, Г.Б.Талыпова,

C.А.Кузьминова и др.

Принятые в 50-70 годы в практике расчетов аналитические методы давали возможность получать решения для процессов, описываемых линейными дифференциальными уравнениями при линейных граничных условиях. Это позволяло принять допущение о независимости теплофизических и'механических свойств материала от температуры. Методы расчетов сварочных деформаций имели еще один органический недостаток. Это методическое допущение о принципе разделения общей задачи определения сварочных деформаций на две составные части (термомеханическую и деформационную), что приводит к условному разделению процессов деформирования в собственно сварных швах и в остальной части конструкции. На самом деле деформации конструкции зависят от укорочений в сварных швах, определяемых параметрами сварочного процесса, но, в свою очередь, укорочения в сварных швах зависят от геометрии и жесткости конструкции и условий на ее границах. В реальных процессах подвижное температурное поле оказывает непрерывное воздействие на деформации конструкции вплоть до завершения сварки и остывания ее до температуры окружающей среды.

Развитие в 60-80 годы вычислительных средств и численных методов позволило в ряде случаев отказаться от некоторых упрощений общей теории, основанной на аналитических решениях. Учет пластических свойств материала в расчетной модели связан с большими

трудностями, поэтому в большинстве известных работ используются упрощения с

применением двухмерной модели чисто упругого тела. Дальнейшее развитие вычислительной техники существенно расширило возможности для реализации .сложных моделей с учетом истории нагружения при привлечении теории пластичности (Г.Б.Талыпов и другие) в представлении А.А.Ильюшина. В подавляющем большинстве практических случаев расчета сварочных деформаций и напряжений при строгой постановке следует рассматривать трехмерную задачу термопластичности. Однако даже для современных вычислительных машин решение такой задачи в общем случае является достаточно трудным.

Методы расчета и предупреждения сварочных деформаций согласно действующему в настоящее время отраслевому документу РД 5.9807-93 имеют следующие недостатки: '

- применяются в основном для расчета балок и плоских секций и не учитывают непризматичности сложных криволинейных секций оконечностей;

-не учитывают граничных условий, которые имеют место в процессе изготовления конструкций на сборочно-сварочном стенде с применением жестких креплений, скользящих соединений или взаимодействие с другими конструкциями в составе корпуса, в частности, в процессе модернизации и ремонта;

-позволяют оценить лишь общие деформации при сварке конструкций, так как эквивалентные силы и моменты, вызванные укорочениями, не локализуются в конкретных сварных швах, а прикладываются к ее условным поперечным сечениям;

-не учитывают зависимость теплофизических и механических характеристик материала от температуры и теплоотдачи в окружающую среду;

-не являются универсальными, трудоемки и сложны в применении и не позволяют механизировать процесс счета на ЭВМ.

Во второй главе проводится обоснование метода расчета сварочных деформаций судовых корпусных конструкций с применением моделей МКЭ, позволяющих обеспечить точный учет геометрических и жесткостных параметров конструкции. С учетом сложности моделирования теплового процесса сварки был принят более простой алгоритм МКЭ в предположении того, что задача носит статический характер, а тепловые процессы вызывают в сварных швах некоторые эквивалентные силы или относительные укорочения, используемые в качестве внешних нагрузок. Основные положения метода расчета следующие.

-Объект исследования (секции, блоки, корпус на стапеле и т.п.) аппроксимируется пластинчатыми и стержневыми конечными элементами. Возможно применение стержневых щелевых КЭ для учета взаимодействия с постелью, стендом (или стапелем).

-В зонах монтажных сварных соединений КЭ сетка выполняется более

мелкой для обеспечения уточненного моделирования эквивалентных сил, возникающих в результате теплового воздействия сварки и усадки в сварных швах.

-Деформации конструкции определяются с учетом последовательности выполнения технологических операций сборки и сварки, включая наращивание жесткости конструкции в процессе ее сборки и изменения граничных условий. При этом действие каждого шва рассматривается как независимое от действия соседних швов и порядка их выполнения.

-На основе теории сварочных деформаций или экспериментальных данных (согласно РД 5.9807-93) оцениваются объемные укорочения в сварных швах в продольном и поперечном направлениях, при этом учитываются теплофизические свойства материала и режимы сварки, механические свойства материала. В качестве расчетных нагрузок, возникающих в конструкции при сварке, принимаются эквивалентные силы (или относительные укорочения) в продольном и поперечном направлениях. Согласно известным из теории сварочных деформаций представлениям о суммировании остаточных деформаций продольные и поперечные укорочения, а также угловые деформации конструкции на отдельных этапах сборки и сварки, зависят от объемов поперечных IV и продольных ^укорочений сварных швов:

№ = -и>1ш, У = и1ш> (1)

где:/ш- длина сварного шва;IVи и- объемы поперечного и продольного укорочений, приходящихся на единицу длины шва;

1 v = k — q„; У = 0.335 — я„к (2)

ср ср

—, {см1/кал 10"8) - коэффициент тепловой деформации, определяемый по таблице А.1 РД

ср

5.9807-93; ? - 0.24 ^ ^ ■ ц, (кал/см) - погонная энергия свариваемых элементов; ^А), и(В), К,

уа (см/с)- сила тока, напряжение и скорость сварки; г] - эффективный коэффициент нагрева

конструкции сосредоточенным источником тепла; к — коэффициент, учитывающий влияние жесткости конструкции,, начального напряженного состояния и некоторых параметров теплового процесса сварки.

Предполагается, что продольные и поперечные укорочения конструкций от сварки эквивалентны действию некоторых продольных Р/ и поперечных Р, сил, которые не совпадают с соответствующими осями поперечного сечения шва с площадью /*■» или продольного сечения с площадью Рщ вызывают внецентрениое сжатие и изгиб конструкции.

При решении задачи в упругой области величины расчетных усилии Р/ и Рь

в сварном шве определяются следующими зависимостями:

= = (3)

где: £,, £ь- относительные деформации в сварном шве в продольном и поперечном направлениях;

Д/ о ДЬ \у ...

' Ъ Ь И,

АI, Д Ь - продольные и поперечные укорочения конструкций при выполнении сварного шва; I и Ь- длина и ширина конструкции.

Изгибающие моменты от внецентренного приложения сил Р/ и Р, соответственно равны: М„„=Р, ; Мь„,=Рь г'е (5)

где: г£, ~с - расстояние центров тяжести объемов и и от соответствующих центральных осей поперечного и продольного сечений элементов секций.

Альтернативным вариантом задания расчетных усилий является приложение к элементам конструкции эквивалентных относительных укорочений (4). При этом экивалентные усилия, действующие в сварном шве в продольном и поперечном направлениях, в общем случае решения упруго-пластической задачи определяются следующими формулами:

Р,=е,Есг^Г-, Рк = еьЕт^Г" (6)

где: £/, еь- укорочения, определяемые по формуле (4) с учетом тепловых, физических и геометрических факторов; Есек — секущий модуль материала сварного соединения, определяемый по диаграмме

(о- - с) и зависящий от величины относительной деформации г; Р™" - площадь поперечного сечения сварного шва и зоны термического влияния; -площадь продольного

сечения связей соединения, испытывающих поперечное укорочение.

При выполнении расчетов сварочных деформаций используется лицензионная программа АШУБ. Относительные продольные и поперечные укорочения в расчетной модели задавались с помощью КЭ 1лпк8, имеющего в качестве индивидуальных параметров (реальных констаит) площадь поперечного сечения И и относительное укорочение е .

Для стыкового шва площади и определяются следующими зависимостями

(рисунок 2): = Р?' "'"=/„,„• I, (7)

где: Рсв - площадь сварочной ванны шва; 2 гт - протяженность зоны термического влияния; - толщина соединяемых листов; гак -ширина зоны термического влияния равна:

где:Вт-относительная деформация, соответствующая напряжениям ат. Аналогично площади сечений и таврового сварного шва (рисунок 2) с учетом ЗТВ равны:

'12. сеч

'ит

Принятый подход является оригинальным и впервые использовался автором в 1993-1994 годы. Для иллюстрации методики автором приведено два тестовых примера расчета сварочных деформаций балки и цилиндрической оболочки, для которых имеются экспериментальные данные в работе С.А.Кузьмннова. По результатам расчета деформаций тавровой балки при сварке автоматом ее прогиб составил 2.66 см, что на 17% отличается от величины прогиба, полученной по данным эксперимента.

Рисунок 2 Параметры стыкового и таврового сварных соединений, к которым приложены эквивалентные силы. Обозначения: 1-сварные швы, 2-зоны термического влияния, /■„.-ширина зоны термического влияния

При сварке пазового шва цилиндрической оболочки, подкрепленной кольцевыми ребрами, максимальный прогиб в радиальном направлении составил 0.4 см, а в сечении по диаметральной плоскости 0.2 см. Сопоставление расчетных величин с указанными опытными данными свидетельствуют о хорошей сходимости: погрешность не превышает 11%.

В третьем главе с применением метода расчета сварочных деформаций в статической постановке выполнено моделирование сборки и сварки ряда корпусных конструкций, сделаны расчетные оценки сварочных деформаций и обоснованы технологические мероприятия по их снижению и сокращению объема пригоночных работ. Были получены следующие результаты.

-Рассчитаны остаточные деформации полуобъемной секции днища. Отмечена достаточно близкая сходимость результатов расчетов общих деформаций в продольном и поперечном

направлениях с данными, полученными по методике РД5.9807-93; кроме того,

вычислены местные деформации, которые не оцениваются по указанной методике.

-Рассмотрена задача оптимизации технологических процессов сборки и сварки сложных пространственных конструкций днищевого и палубного блоков крупнотоннажного судна. Было показано, что при сборке и сварке палубного блока секционным методом с использованием компенсационной корректировки положения секций по высоте обеспечено выполнение требований к точности изготовления верхней палубы крупнотоннажного судна.

-При модернизации крупнотоннажного судна в связи с заменой секций в четырех районах с применением расчетной модели МКЭ (рисунок 3) разработаны технологические мероприятия по снижению остаточных деформаций корпуса путем исключения поперечных укорочений (рисунок 4) в стыковых швах (1) за счет применения в пазовых швах (2) скользящих соединений на гребенках. Это позволило уменьшить максимальные вертикальные перемещения в носовой части до 4.0 см и в кормовой части до 7.3 см. Измерения остаточных деформаций после завершения сборочно-сварочных работ показали хорошее согласование с расчетными данными (рисунок 5).

Рисунок 3 Расчетная модель МКЭ 1/2 части крупнотоннажного судна (83870 КЭ)

Рисунок 4 Расположение сварных монтажных пазов и стыков 1-го (а), 2-го (б) и 3-го (в) монтажных районов при модернизации корпуса крупнотоннажного судна. Обозначения: 1-монтажные стыки; 2-монтажные пазы.

Uy ,см

РАТИ PLOT H0D1=101Q4 fi N0DZ"14193

502.13 1004.25 1505.OS 2008.52 2510.647

251.0GS 753.155 1255.325 1757.455 2259.555

Рисунок 5 Распределение перемещений Uy по верхней палубе в плоскости ДП после выполнения сварки монтажных стыков и пазов IV-ro района. Обозначения: результаты замеров вертикальных перемещений Uy после завершения монтажных и сборочно-сварочных работ на корпусе судна: 1- Uy=16 мм на длине 30 м; 2- Uy=l мм на длине 140 м; 3- иу=45мм на длине 220 м

- Расчеты сварочных деформаций конструкций корпуса танкера с применением Модели МКЭ (рисунок 6) при постройке на стапеле блочно-секционным методом в процессе 11 технологических этапов показали, что при применяемой технологии с учетом проседания опор максимальное задирание кормы составило 7.5 см и носа 5.0 см. С целыо уменьшения задирания оконечностей корпуса выполнено моделирование мероприятий по компенсации сварочных деформаций, заключавшееся в корректировке высоты стапельных опор и положения секций в пространстве в процессе их сборки на стапеле. При применении данной процедуры деформации корпуса могут быть уменьшены в 5-6 раз, что подтверждается практикой постройки корпусов судов на Адмиралтейских верфях (рисунок 7).

i п _ш__IV

¿f

к Ч ■ и TJ Тп ТТ ТТЛ ТТ ш

'Г ч V

Рисунок б Пространственная модель МКЭ корпуса танкера (9530 КЭ) для расчета сварочных деформаций при формирования на стапеле блочно-секционным и блочным методами. Обозначения: I-IV-номера крупных блоков; 1-стапельные опоры

3.0

1.0 0-0 -1.0 -2.0

-Д.)!____

а .20 10 60 so loo 120 МО JfiO L, Sí

Рисунок 7 Деформация корпуса танкера после завершения сборки и сварки (а) и упругие линии корпуса танкера (б) после сборки и сварки на стапеле. Обозначения: 1- расчетный изгиб килевой линии при применении существующей технологии; 2- расчетный изгиб при применении компенсации сварочных деформаций; 3-результаты измерений изгиба килевой линии при постройке на стапеле Адмиралтейских верфей.

-Анализ сварочных деформаций блока корпуса при вварке в него крупномасштабных труб (КТ) позволил выбрать рациональные технологический процесс и разработать практические рекомендации по уменьшению сварочных деформаций корпусных конструкций, в том числе, путем увеличения радиуса КТ на 4-5 мм. Для компенсации угловых деформаций КТ рекомендовано устанавливать их под сварку с заданным смещением от ДП и с заданным индивидуальным наклоном к концам блока.

-С использованием расчетного моделирования процесса сборки и сварки толстостенных комингсов в торо-сферической оболочке корпуса судна разработаны технологические мероприятия по уменьшению сварочных деформаций корпусных конструкций и обеспечению достаточно жестких допусков на отклонения размеров комингсов, на эллиптичность сечений и наклон осей относительно горизонтальной и вертикальной плоскостей.

-Выполнено расчетное обоснование технологии установки и приварки труб к комингсам торо-сферической оболочки и бракетам корпуса. Было показано, что величина эллиптичности сечений труб и отклонение труб от прямолинейности находятся в пределах установленных допусков.

-Проведено расчетное обоснование технологии установи! и вварки в верхние комингсы крупномасштабных труб (КТ) дополнительных труб насыщения с применением четырех вариантов технологического процесса с целью обеспечения минимальных отклонений формы и размеров верхних комингсов при выполнении монтажных сварных швов.

-С применением расчетной модели МКЭ (рисунок 8) разработана метод и

технология исправления общих деформаций конструкции танкера типа "река-море" при капитальном ремонте его изношенного корпуса. В зависимости от величины остаточного остаточного прогиба (до 400-500 мм) судна, установленного на стапеле, применяется несколько кольцевых резов (до верхней палубы), вычисляются параметры вертикальных перемещений стапельных тележек и производится подъем (опускание) частей корпуса, что позволяет уменьшить общие деформаций до допустимого ровня (рисунок 9).

г щ

С I

Ь

&4 jfeai»

Г 41

у у / ч

?

/

..............."'i

Рисунок 8 Расчетная модель МКЭ 'А части корпуса танкера "Волго-нефть-128"(45850 КЭ) и кривая остаточной деформации корпуса танкера. Обозначения: 1-2;4-5;7-8;11-12;14-15;17-18;21-25;28-29;32-33- номера стапельных опор; Ш- положение платформ тележек относительно базовой линии 4 на расстоянии 1900 мм от уровня стапеля

После сборки корпуса с установкой заделок и сварки в районах кольцевых резов проводится последующая замена изношенных секций днища, бортов и продольных переборок. Данный метод обеспечивает ремонт корпуса с минимальной трудоемкостью.

Рисунок 9 Схема исправления корпуса танкера на стапеле на трех технологических этапах работ при последовательном применении реза №1, реза № 2, реза № 3. Обозначения: 1-кривая остаточной деформации корпуса; 2-расчетные деформации корпуса соответственно на I, II и III этапах после выполнения резов №1, .№2, и №3 и перемещения стапельных тележек; 3-результирующие кривые деформаций корпуса после выполнения работ соответствующих этапов; 4, 6, 7-линии резов; 5-базовая линия для исправления корпуса (на расстоянии 1900 мм от уровня стапеля).

В четвертой гляпе с целью дальнейшего усовершенствование

расчетных методов оценки сварочных деформации и напряжении разработан метод, основанный на применении решений термопластической задачи.

Согласно данным XVII Международного Конгресса по судовым и оффшорным конструкциям в настоящее время уделяется большое внимание численному моделированию процесса сварки. Однако моделирование процесса и оценка остаточных сварочных напряжений и деформаций при многопроходной сварке все еще "остается вызовом". Сложные трехмерные задачи расчета сварочных напряжений и деформаций с использованием МКЭ требуют очень мелкой сетки для правильного описания свойств модели и градиентов напряжений в зоне термического влияния (ЗТВ) и вдоль линии сварки. Кроме того, для решения нелинейной задачи необходимы большие ресурсы времени и памяти ЭВМ.

В иностранной литературе имеется краткая информация о применении термопластических решений и МКЭ в расчетах сварочных деформаций, которая содержит следующие основные положения:

а) анализ деформаций и напряжений в свариваемой конструкции основан на предварительном расчете тепловых полей, которые используются в качестве нагрузки; при этом остаточные деформации и напряжения в конструкции оцениваются после ее охлаждения; б) процедура решения задачи предусматривает применение комбинированной пластинчатой и объемной идеализации модели; в) процедурой расчета предусмотрен учет зависимости теплофпзических и механических свойств материала от температуры.

В работах иностранных авторов Голдака, Линдгрена, Ннколсона, Фенга, Хилтона и Фаружиа, Джанга и др. представлен ряд примеров расчетов сварочных деформаций для относительно простых конструкций типа труб и подкрепленных панелей с применением программы АВАСЗиЭ и др., но не содержится алгоритмов моделирования процесса сварки.

В работе Фенга показано, что структурные изменения в металле в процессе сварки приводят к возникновению напряжений между зернами различных фаз, которые могут повлиять на остаточные напряжения в сварном шве. Однако напряжения фазовых превращений не оказывают существенного влияния на величины остаточных деформаций, поскольку усадка в сварном шве происходит позже при его остывании. Делается вывод, что простейший и наиболее общий подход при моделировании процесса сварки заключается в игнорировании структурных изменений и допущении, что свойства материала зависят только от температуры. Фазовые превращения могут быть проигнорированы для аустенитных и ферритных сталей.

Важным обстоятельством проблемы также является численная стабильность процесса расчета сварочных деформаций и напряжений. Потеря устойчивости обнаруживается либо в виде

больших деформаций, либо в виде потери

сходимости численного решения. Последнее

может быть следствием численных погрешностей, либо для этого могут быть реальные физические причины (плохая модель или неправильно выбранные параметры расчета такие, как временной шаг и допустимый критерий сходимости). Численная стабильность вычислительного процесса должна быть предметом особой заботы разработчиков расчетных моделей и численных методов расчета.

Известные пакеты прикладных коммерческих программ (АВАСЗиЗ, ЭУЗДУЕЬВ и др) применяются в целях проектирования для моделирования многообразных свойств сварочного процесса (закалки, отпуска, структурных изменений материала, расчета временных и остаточных деформаций и напряжений и пр.). Это усложняет их применение, в связи с чем целесообразна разработка специальной методики расчета остаточных деформаций и напряжений судовых корпусных конструкций с применением МКЭ и термопластических решений.

На базе лицензионной программы МКЭ АЫБУБ выполнено теоретическое обоснование и разработаны алгоритмы расчета сварочных деформаций с использованием термопластических решений, которые включают решение двух задач: а) определение температурных полей и б) оценка деформаций и напряжений конструкции под их воздействием. Распространение тепла в конструкции при сварке определяется известным уравнением нестационарной теплопроводности.

где: _ Хг- коэффициенты теплопроводности материала в направлении осей х, у, ъ, Дж/м с °С; для стали =ХУ ; с - удельная массовая теплоемкость тела, (дяс/кг °С); у - плотность вещества, (кг/м1)

При решении тепловой задачи приняты следующие основные допущения.

-Моделирование теплового воздействия на КЭ, входящие в состав сварных швов, осуществляется с применением специального генератора тепла (команды ВРЕ). Поступление тепла в сварной шов соответствует режимам сварки. Правильность задания теплового режима оценивается по результатам расчетов тепловых полей. Температура в зоне сварки регулируется на уровне Т = Т„л +100°С (Т™ -температура плавления стали).

-В расчетах тепловых полей тепловыделением при фазовых превращениях и теплоизлучением пренебрегается. Скрытая теплота фазовых превращений может быть учтена в кривой коэффициента теплоемкости материала.

-В процессе моделирования тепло подается в зону сварки (например, в группу КЭ) в течение (0.5-1.0) секунд, затем подача тепла в данной группе прекращается и тепло подается в

(9)

следующую группу. Подача тепла осуществляется последовательно во все

сварные швы, образующиеся в соответствии с принятой технологией сборки и сварки. На этапе охлаждения конструкции временной шаг существенно увеличивается. На каждом шаге решается задача теплопередачи, определяется температура во всех узловых точках модели, а информация записывается во внешнюю память ЭВМ. Таким образом фиксируется история тепловой нагрузки на конечно-элементную модель конструкции от начала сварки первого шва до остывания конструкции.

Дифференциальное уравнение (9) должно удовлетворять краевым условиям: начальному распределению температуры в теле и условиям теплообмена на его границах. Начальное распределение температуры задается во всем объеме тела в определенный момент процесса 1 = 0, принимаемый за начало отсчета времени:

Т(х,у,г,1) = Т0(х,у>2) (10)

Распределение температуры в твердом теле принимается согласно закона Фурье

■ Граничные условия выражают тепловое взаимодействие тела с окружающей

дп

средой по закону Ньютона: = аг(Тг —Т0), где: От - коэффициент поверхностной теплоотдачи,

Дж/м2с-°С; Т5 - температура поверхности; То - температура окружающей среды, °С.

В общем случае задается теплообмен поверхности Э с окружающей средой согласно

зависимости: -X—I = огг(Г-Г0), (11)

дп

Для реализации расчета на ЭВМ при получении системы разрешающих уравнений МКЭ используются стандартные приемы МКЭ, которые приводят к глобальной системе уравнений для анализа стационарного теплового состояния: [К] {Т}={(2}, (12)

где: [К] - матрица теплопроводности; {Т} - вектор узловых температур; {(2} - вектор узловых тепловых потоков.

В случае нестационарной теплопередачи изменяются со временем температуры, тепловой поток, тепловые нагрузки и происходит изменение внутренней энергии. При этом можно получить следующую систему уравнений:[С] {Т }+[К] { Т }={ С2}, (13)

где: [К] - матрица теплопроводности; [С] - матрица удельной теплоемкости; { Т } - вектор узловых температур; {Т } - производная температуры от времени; {0} - вектор узловых тепловых потоков.

В нелинейном анализе члены уравнения нестационарной теплопроводности (13) становятся функциями от температуры и эта система принимает вид:

[ССГ)] {т }+[К(Т)] {Т}={(2(Т)}

(14)

Уравнение для нелинейной задачи может быть записано в виде: (Р(Т))={<2(Т)Ь

(15)

где: {Р(Т)} - вектор внутренних узловых тепловых потоков, определяемый плотностями тепловых потоков элемента; {С?(Т)} - вектор узловых тепловых потоков, обусловленных внешней (т.е. приложенной) тепловой нагрузкой.

Система нелинейных уравнений (15) решается итерационным методом Нъютона-Рафсона. В применении к нелинейному нестационарному анализу теплового процесса сварки метод Ньютона-Рафсона комбинируется с методом интегрирования по времени, что приводит уравнения (15) к

В результате решения уравнения (16) во внешней памяти ЭВМ аккумулируются параметры температурных полей сварочного процесса, что позволяет перейти к решению второй части проблемы - к решению деформационной задачи.

Теоретические основы данного метода с использованием теории упруго-пластических деформаций и теории течения в неизотермическом процессе разрабатывались в 60-70 годы в работах Н.И.Безухова, В.А.Винокурова, А.Г.Григорьянца и В.И.Махненко. Согласно Н.И.Безухову в случае медленного и непродолжительного течения пластических деформаций вязким сопротивлением можно пренебречь. При этом уравнения малых упруго-пластических деформаций и уравнения теории пластического течения оказываются тождественными. При высокой температуре сварки предел текучести материала сильно понижается и существенно проявляется ползучесть материала. Однако эксперименты показывают, что высокая температура имеет место при относительно коротком времени сварочного цикла. При последующем охлаждении сварного шва, когда формируются остаточные напряжения, ползучестью можно пренебречь.

В данном случае для решения деформационной задачи теория упруго-пластических деформаций 'располагает дифференциальными уравнениями равновесия, геометрическими уравнениями, физическими уравнениями, отражающими нелинейные свойства материала. При этом зависимость напряжений и упруго-пластических деформаций определяется уравнением:

следующему виду: [к(н)]{дТ0)}= {(2(0}- {рИ)},

(16)

внутреннего теплового потока.

При этом температуры определяются методом итераций согласно уравнению:

(17)

стрЕ'Е!

(18)

где:

=^Л/к-^)2+К-ст1)2 + (а2-а,)2 + б(< + т52 + ^); (19)

= ^(е, -Еуу + (еу-еу + {е, - ехУ +|+ £ + ; (20)

Е' - секущий модуль деформации 1-го рода.

Зависимость (18) позволяет, используя диаграмму растяжения материала, вычислить напряжения етх, ау, аг, т , г , г„ по известным деформациям е; Решение деформационной задачи также должно удовлетворять условиям на границе: рху = стх соз(ху)+ тху соз(уу)+ тЯ1 соб^у),

= тхУ соз(ху)+ ау соэ(уу) + соз(гу), (21)

р„ = тп соб(ху)+ т^ соэ(уу) + аг соз(гу).

Тепловое воздействие на элементарный параллелепипед приводит к дополнительным деформациям: е'х = е'у = е'г = аТ; у'^ = у'уг = у'„ = 0, (22)

где: а -коэффициент линейного расширения и Т -температура.

При высокой температуре зависимость деформаций от напряжений может быть представлена в виде:

1 Е(Ту ' " ■ О(Г)

г„ = —^— [о-,. -/у(сгг + сг^)]+ <агГ ; у (23)

> Е(ТУ г хП " в{Т)

г,„ г"

Е(Т) 4 * _ "" " в(Т)

<т;=Е(Т)е< (24)

Прн решении нелинейной деформационной задачи в уравнениях равновесия и условиях на границе (21) необходимо также учитывать появление дополнительных членов уравнений,, связанных с температурными нагрузками аТ .

Задача расчета сварочных деформаций с применением теории упруго-пластических деформации сводится к системе 18 дифференциальных уравнений с заданными краевыми условиями (24). Эти уравнения, полученные для элементарного объема, необходимо распространить на область реальной пространственной конструкции и оценить воздействие переменных температурных полей на ее деформации. Задача эта чрезвычайно сложная, а теория

упруго-пластических деформаций не предоставляет общих решений. Имеющиеся

в литературе частные решения Н.И.Безухова, В.А.Винокурова, К.М.Гатовского, В.И.Махненко, Г.Б.Талыпова и др. связаны с применением численных методов интегрирования дифференциальных уравнений или метода конечных элементов. Использование численных методов и вычислительной техники позволяло построить систему линейных алгебраических уравнений и осуществить их решение с применением приближенных итерационных схем. В.И.Махненко отмечает плохую сходимость итерационных процессов, зависимость ее от размера задачи и параметров алгебраических уравнений. В 60-70 годы, в силу сложности решения большого числа нелинейных уравнений численными методами и недостаточной мощности ЭВМ, указанный метод мог быть реализован только для сравнительно простых одномерных и двумерных задач, которые чаще всего имели лишь теоретический, а не практический интерес.

Совершенствование в последующие годы программ МКЭ и оснащение их. средствами генерации расчетной модели существенно упростило формирование и решение больших систем алгебраических уравнений, а повышение быстродействия ЭВМ и разработка эффективных численных методов облегчили реализацию процесса решения нелинейной задачи. Это позволило перейти к решению практических задач расчета сварочных деформаций судовых корпусных конструкций.

Процедура решения нелинейной деформационной задачи (с применением МКЭ) при расчете сварочных деформаций конструкции под действием тепловых полей использует принцип последовательного прослеживания развития упруго- пластической деформации по соответствующим шагам расчета от начала сварки до ее завершения, и последующего охлаждения конструкции. Несмотря на то, что процесс развития упруго-пластических деформаций происходит во времени, на каждом шаге нагружения производится решение статической нелинейной задачи, а основное уравнение равновесия исключает переменную по времени и имеет вид, сходный с уравнением (12): [К][и]={Ра} +{РГ} , (25)

где: [К]-общая матрица жесткости конструкции [Щ-узловой вектор

перемещений; М-число КЭ; [Кс]-матрица жесткости КЭ; [Рг]-вектор реакций от нагрузок; {Ра}={Р"«}+ЕГ ({ри,с} + {рРГе}); (26)

{РП||}-приложенный вектор узловой нагрузки;}-вектор тепловой нагрузки на элемент; {Рргс}-вектор давления на элемент.

В уравнении (25) правая часть состоит из двух векторов: вектора внешней нагрузки {Б3} и вектора внутренних реакций {Рг}, являющегося результатом суммарного действия внешних нагрузок. Вектор внешней нагрузки {Ра} (26) включает три составляющих: вектор {Р"'с}, который

оценивается на каждом шаге решения тепловой задачи; два других вектора - {Ррге}

и {ЕП1|}-могут быть заданы для учета влияния на напряженно-деформированное состояние сварного шва механической обработки (наклепа) или силовых внешних нагрузок. Переменное температурное поле создает в каждом КЭ тепловые деформации. Система нелинейных уравнений (25) решается как стационарная задача итерационным методом Нъютона-Рафсона.

Метод расчета сварочных деформаций и напряжений с применением термопластических решений достаточно универсален и может быть применен для расчетов деформаций при ручной, полуавтоматической и автоматической сварке при наличии У-образной и Х- образной форм разделки кромок при любой технологической последовательности сборки и сварки конструкции. Естественным ограничением применения данной методики являются размер памяти я быстродействие ЭВМ. Эти ограничения можно преодолеть путем разработки рациональной модели МКЭ, включающей выбор типов конечных элементов, их размеров и последовательности выполнения сварных швов. Метод, конечно, нуждается в дальнейшем развитии и совершенствовании. Работа в этом направлении позволит выполнять расчеты сварочных деформаций и напряжений самых сложных корпусных конструкций, а также сделает необходимой переработку устаревших руководящих документов (РД 5.9807-93).

В пятой главе приведены результаты расчетных исследований деформации и напряжений ряда типовых конструкций с использованием решения термопластической задачи на основе допущений, сделанных в разделе 4. Выполнено также сопоставление результатов расчетов с имеющимися экспериментальными или литературными данными. Целью данного исследования является верификация принятых допущений и расчетных моделей МКЭ, разработка эффективных алгоритмов при решении тепловой и деформационной задачи вычисления сварочных деформаций и напряжений судовых корпусных конструкций; оценка влияния на предельную прочность судовой конструюцш технологического фактора или комбинации внешних тепловых и силовых нагрузок. Получены следующие результаты.

1. Выполнено моделирование процесса сварки тавровой балки с целью оценки влияния некоторых технологических факторов на величины остаточных напряжений и деформаций при следующих условиях: а) при свободном опирании балки на стенде; б) при закреплении балки на стенде с помощью скользящих соединений, исключающих вертикальные перемещения; в) при закреплении балки от вертикальных перемещений и последующей механической обработке шва (давлением до р = 350 МПа); г) при низкотемпературном отпуске (Т«б50 °С).

Анализ полученных результатов позволил сделать следующие выводы:

-в зоне шва наблюдаются остаточные напряжения растяжения (превышают

величину 0Т материала), а в смежных областях пояска и стенки - остаточные напряжения сжатия, которые уравновешивают друг друга); максимальный вертикальный прогиб балки составляет иу=1.43 см (рисунок 10);

-при закрепление от вертикальных перемещений происходит перераспределение внутренних усилий в поперечном сечении и балка получает изгиб на 22% меньше (Иу= 1.14 см);

-в случае механической обработки сварного шва и ЗТВ давлением р=350 МПа (предел текучести материала ат=300 МПа) и последующего освобождения балки от закреплений максимальная величина перемещений иу не превышает 0.49 см. При этом заметно уменьшаются (на 45-50%) напряжения как вдоль сварного шва, так и в поперечном сечении балки;

-при нагреве сварной балки до 647°С, выдержке при этой температуре и последующем охлаждении произошло значительное снижение вертикального прогиба балки иу (с 1.47 см до 0.15 см); напряжения вдоль шва уменьшились примерно на 30-40%; произошло также перераспределение напряжений в поперечных сечениях балки, что способствовало уменьшению остаточных деформаций;

-приведенные примеры расчетов не только показывают полезность технологических приемов уменьшения остаточных напряжений и деформаций, но и дают возможность оценить расчетным путем их эффективность.

.001ЁЭЭ ' .004908 .008102 .011456 .014731

Рисунок 10 Остаточные вертикальные перемещения иу в тавровой балке после приварки пояска к стенке. Обозначение: 1- зона угловых деформаций пояска

2. Выполнен расчет остаточных сварочных деформаций и напряжений бортовой секции (рисунок 11) при ее изготовлении в процессе трех технологических этапов в соответствии с заданными режимами автоматической, полуавтоматической и ручной сварки. Анализ результатов расчетов позволяет сделать следующие выводы:

-расчетные оценки продольных и поперечных укорочений секции от усадки в

сварных швах и оценки максимальных вертикальных перемещений соответствуют имеющимся литературным данным;

Рисунок 11 Конечно-элементная модель бортовой секции (1/4 часть) для расчета остаточных напряжений и деформаций. Обозначения: 1-односторонние швы автоматической сварки под слоем флюса; 2,3-двустороннние швы полуавтоматической или ручной сварки.

-величины напряжений в продольных сварных швах достаточно близки к величине ат, а в районах пересечений со швами поперечных связей наблюдается повышение напряжений примерно на 10 %;

-повысилась точность вычислений деформаций и напряжений по сравнению с действующими расчетными методиками (РД 5.9807-93); также сделана оценка местных деформаций и напряжений, которые были недоступны для прежних методик.

3. Выполнено расчетное и экспериментальное исследование деформаций и напряжений в многопроходных швах опытного образца при сварке в среде углекислого газа. По результатам расчета остаточных напряжений в последнем (8-м) проходе многопроходного сварного шва зафиксированы более высокие напряжения (примерно на 10-20%), чем в предыдущем проходе (рисунок 12), что свидетельствует о влиянии высокотемпературного автоотпуска. Результаты тензометрирования методом сверления показали, что величины остаточных напряжений у сварного шва вблизи концов ребра близки к расчетным данным.

4. Для уточнения некоторых допущений и параметров схемы решения тепловой задачи были выполнены экспериментальные и расчетные исследования тепловых полей и остаточных сварочных деформаций опытных образцов (500x500x20) при автоматической сварке по методу "поперечная горка". Сопоставление расчетных и экспериментальных значений температур показало их достаточно близкую сходимость (до 10-15%) что свидетельствует о правильном

задании расчетного режима сварки (рисунок 13). Также разработаны алгоритмы,

предназначенные для анализа сварочных деформаций и напряжений цилиндрических и сферических конструкций при применении односторонней автоматической сварки по методу "поперечная горка", обеспечивающие устойчивость вычислительного процесса на этапе решения деформационной задачи.

5. Выполнено моделирование теплового процесса автоматической однопроходной односторонней сварки обечаек резервуаров (з=16 мм, 20 мм и 30 мм) по методу "поперечная горка". Расчеты температурных полей при сварке пазовых и стыковых швов обечаек выполнены с соблюдением заданных параметров сварочного процесса. Показано, что вдали от шва температура существенно снижается вследствие теплопередачи и теплообмена с окружающей средой. Характер распределения'температуры в обечайках во времени соответствует имеющимся литературным данным.

6. После завершения сварки обечаек и последующего их остывания максимальные величины поперечных перемещений достигают -(5-13) мм в направлении оси обечайки. Наблюдалось также образование эллиптичности поперечного сечения обечаек с разностью диаметров 5Э = 10.8-22.6 мм, что соответствует имеющимся литературным данным, полученными по результатам измерений деформаций обечаек турбинных водоводов.

7. Распределение компонентов остаточных напряжений сгх, сгу и аг в поперечном сечении пазового шва обечайки (по линии сопряжения шва и ЗТВ) свидетельствуют о пространственном напряженном состоянии. Уровень радиальных напряжений ст2 и поперечных напряжений <ту в пазовом сварном шве обечайки примерно в два раза превышал уровень аналогичных напряжении при увеличении толщины обечайки с 16 мм до 30 мм.

<7,МПа

а),

<Т,МПа

TIHI-— ПТЯ

воог*

1,м

б ) o-z

/ V

\ ч/1 / •Л /

V- / V

<3.

/ \

/ \

/

/ Г1К1-1С79 PJLTH РЬОТ НОВ1-17»! МО!>1-1<»1 -1- \

1

1,м

Рисунок 12 Эпюры расчетных остаточных напряжений аг и стс в сварном шве опытного образца после выполнения сварки 7-го (а) и 8-го (б) проходов и последующего остывания образца

т,°с

1154.399 »10.893 11(7.395 1023. 877. 8В0.389. 73С.К1 393.3 33. 449.113 30в.333 1Б2.829

Рисунок 13 Сопоставление расчетных и экспериментальных данных температур в поперечном сечении опытного образца Обозначения: 1-6 -номера термопар

8. Выполнено сопоставление расчетных оценок поперечных укорочений ЛЬ в сварных швах малоуглеродистых сталей при автоматической и ручной сварке с опытными данными серии графиков в РД 5Р.9807-93. Было выявлено, что величины относительных укорочений сварного шва в поперечном направлении по данным РД в отдельных случаях сильно завышены; в действительности величины относительных поперечных укорочений не превышают уровня ДЬ/Ь =0.01-0.02.

9. Анализ напряженного состояния пазовых и стыковых швов обечаек показывает, что традиционные инженерные методы, основанные на упрощенных допущениях распространения тепла при сварке и упрощенных расчетных моделях, не отражают в полной мере сложных процессов, происходящих в реальной конструкции, и поэтому достоверная оценка сварочных деформаций в ряде сложных случаев может быть получена лишь в процессе решения термопластической задачи с применением МКЭ.

10. С применением термопластических решений выполнены расчеты деформаций и напряжений при однопроходной односторонней автоматической сварки стыковых швов крупных сферических резервуаров. Максимальные величины радиальных перемещений в оболочке не превышали -1.3 мм. Для оценки сварочных деформаций конструкции резервуара также был использован метод расчета с применением МКЭ в статической постановке. Результаты расчета сварочных деформаций достаточно хорошо согласуются с расчетными данными термопластического решения и было показано, что указанный выше метод может быть использован для расчетов остаточных сварочных деформаций сложных корпусных конструкций с учетом физической и геометрической нелинейности.

1 1 Т1МЕ=375

N001-12526

N 502 »1 434

1

2

/ \ ? 4 5 <

/ V ч

О .06 .11 .18 .21

.03 .09 .15 .21 .27

11. Разработаны алгоритмы для

расчетной оценки предельной нагрузки на

судовую корпусную конструкцию с применением термопластических решений, которые позволяют на основе единой расчетной модели МКЭ решить следующие задачи: а) выполнить расчет тепловых полей при сварке конструкции и ее последующем охлаждении; б) рассчитать остаточные напряжения и деформации с учетом нелинейных свойств материала под действием тепловых полей в процессе сварки и последующего охлаждения конструкции; в) выполнить расчет в физически и геометрически нелинейной области напряженно-деформированного состояния конструкции, имеющей отклонения от правильной геометрической формы и остаточные напряжения, полученные в процессе сборки и сварки. В этом случае одновременно учитываются все основные конструктивные и технологические факторы, в том числе, остаточные сварочные деформации и напряжения, нелинейные свойства материала и граничные условия, что обеспечивает прямую расчетную оценку несущей способности корпусных конструкций.

12. В качестве примера расчета влияния технологического фактора на предельную нагрузку выбрана конструкция подкрепленной цилиндрической оболочки (рисунок 14). Под предельной нагрузкой понимается уровень внешней нагрузки, при которой с учетом физической и геометрической нелинейности происходит потеря несущей способности конструкции. Критерием разрушения является образование пластического шарнира при расходящемся численном решении на ЭВМ.

Рисунок 14 Расчетная модель (а) 'А части цилиндрической оболочки (44187 КЭ), комбинированная объемно-пластинчатая идеализация (б) и граничные условия модели (в). Обозначения: 1-граничные условия, соответствующие опоре на поперечной переборке; 2-условия симметрии в середине оболочки; 3- условия симметрии в ДП

После завершения сварки угловых швов кольцевых шпангоутов и последующего остывания конструкции в течение 30 мин выполнен анализ напряженно-деформированного состояния оболочки. Радиальные перемещения иу составляли -(0.54 + 0.59) мм. В сварных швах и в зоне

термического влияния осевые напряжения стх являлись растягивающими и превышали

величину ат = 300 МПа (рисунок 15).

Рисунок 15 Распределение продольных растягивающих (1) и сжимающих (2) напряжений Ох в поперечном сечении сварного шва и его окрестностях после завершения сварки угловых швов кольцевых шпангоутов и последующего остывания в течение 30 мин (стт=300 МПа)

В оболочке в смежной зоне со сварными швами имели место сжимающие напряжения стх величиной -(74-И54) МПа. В стенке шпангоута также наблюдались сжимающие напряжения стх величиной до -71 МПа. В меридиональном направлении напряжения в оболочке вблизи от сварного шва достигли величины аг = -(150-^-250) МПа.

13. При предварительном испытание цилиндрической оболочки внутренним давлением р=3.0 МПа в сварных швах возникли пластические деформации, а при разгрузке произошло уменьшение остаточных напряжений на 4-К30%.

14. Выполнены расчетные оценки влияния технологического фактора на предельную прочность подкрепленной цилиндрической оболочки. Установлено, что в сравнении с условной идеальной конструкцией, не подверженной влиянию технологического фактора, остаточные сварочные деформации и напряжения снизили предельную нагрузку на 8.3% для конструкции, изготовленной из стали с пределом текучести от = 300 МПа (рисунок 16). С учетом остаточных напряжений и отклонений двухволновой формы с амплитудой 5 мм было показало, что предельная нагрузка для конструкции из той же стали снизилась на 25.0%, что достаточно хорошо согласуются с литературными данными испытаний опытных конструкций подкрепленных оболочек.

иу,см

р,МПа

Рисунок 16 Зависимость перемещений иу от наружного давления на расчетную модель цилиндрической оболочки (стт =300 МПа). Обозначения: 1-без учета остаточных сварочных деформаций и напряжений (р„р=6.0 МПа); 2- о учетом остаточных сварочных деформаций и напряжений (рпр=5.5 МПа); 3- с учетом остаточных напряжений и геометрических отклонений двухволновой формы с амплитудой £=5.0 мм (рпр=4.5 МПа).

15. С применением термопластических решений выполнены расчеты прочности палубной конструкций корабля в случае действия экстремальной тепловой и силовой нагрузки. Установлено, что на наружной поверхности пластин палубы (на глубине до 2 мм), имеет место высокий уровень напряжений (превышающий величину стт). Однако во всех расчетных случаях максимальные деформации и средние напряжения в пластинах и в основном наборе палубы не превышают допустимых величин.

16. Дальнейшее развитие и применение термопластических решений целесообразно для оценки влияния технологического фактора на прочность судовых корпусных конструкций. Работа в направлении совершенствования методики позволит при накоплении статистики и при сопоставлении с данными испытаний опытных конструкций сократить объем натурных и модельных испытаний, а также уточнить величины допускаемых напряжений и оценить прочность конструкций корпусов судов после проведения ремонта с заменой изношенных секций.

В шестой главе отмечается, что применяемые технологические процессы и оборудование не обеспечивают качественной сборки и сварки, в результате чего имеет место большой объем пригоночных работ. Точность технологических операций в судовом корпусостроении необходимо повышать путем внедрения современных технологий и оборудования. Автором показано, что оценка целесообразности применения различных технологий или нового более точного оборудования возможна на базе использования следующих методических подходов: а) размерного анализа для определения результирующих отклонений при сборке узлов, секций и блоков; б)

расчетных методов оценки сварочных деформаций при изготовлении и ремонте

судовых корпусных конструкций.

Оценка объема пригонки при сборке монтажных соединений с применением метода размерных цепей предполагает использование не более двух-трех составляющих звеньев. Для решения поставленной задачи принято целесообразным выполнить следующее:

а) рассмотреть существующие величины отклонений формы размеров и расположения секций на стапеле, а также погрешностей сборки в монтажных соединениях;

б) установить вероятностные зависимости объема пригонки по наведению связей смежных секции (блоков) от величин допусков на отклонения размеров соединяемых элементов (в том числе, с учетом величин сварочных деформаций), допусков на отклонения секций от базовых плоскостей и допусков на смещения соединяемых элементов.

в) оцепить снижение процента связей, требующих наведения при сборке монтажных соединений, с помощью технологических и организационных мероприятий, в том числе:

-при повышении точности изготовления и установки секций на стапеле;

-при применении мероприятий по снижению сварочных деформаций;

-при расширении допусков на смещение связей;

-при выполнении в цехе выборочного контроля погрешностей изготовления секций (блоков).

Автором исследованы имеющиеся в литературе данные о величинах и распределении погрешностей формы, размеров и расположения секций (блоков) на построечном месте в работах Л.Ц.Адлерштейна, С.В.Васюнина, М.К.Глозмана, И.А.Гунина, Р.О.Денисова, В.Д.Мацкевича, В.Ф.Соколова и др. Автором выполнены измерения и оценки параметров статистических распределений результирующих отклонении связей в монтажных соединениях секции и блоков. Установлено, что в большинстве случаев распределение погрешностей подчиняется нормальному закону, плотность вероятности которого выражается следующей формулой: (■У-ч,)2

где -со < X < +°о

Распределения зазоров под сварку, смещений и непрямолинейности связей в основном следуют закону модуля разности, плотность вероятности которого выражается формулой:

(Л —Л/ц У (лчл/„);

где: 0 < X < М„, ст„ - математическое ожидание и стандарт для

данного распределения величины постоянные.

Анализ рассмотренных литературных данных позволяет сделать следующие выводы: величины отклонений набора колеблются в широких пределах, значительно превышая существующий допуск на установку набора по разметке ± 2 мм; величины отклонений монтажных кромок обшивки находятся в допустимых пределах (±12 мм) с вероятностью 30-90 %; смещения контрольных линий секций достигают 15-20 мм благодаря увеличению количества промежуточных баз при проверке и накоплению погрешностей установки секции на построечном месте.

Данные по различным типам местных отклонений имеют следующие характеристики: предельные величины смещений поверхностей или осей тавровых и полособульбовых балок несколько больше половины толщины связей; смещения поверхностей стенок балок в крестовом соединении превышают допустимые 0.5 толщины: значения, равные 1 толщине- с вероятностью 910 %, полторы толщины — с вероятностью 1-1.5 %; две толщины с вероятностью 0.3-0.4 %; предельные значения отклонений связей от прямолинейности в 2 раза превышают допустимые (6-8 мм).

Зависимость случайных величин смещений связей выражается формулой:

5см = 1-.г+У+г|=Ш, (29)

где: х относится к секции 1, у - к секции 2 (рисунок 17); X = Н - Ыте0р; Мгеор — теоретическое расстояние от контрольной линии до плоскости ¡-ой связи; 2 - смещение контрольных линий смежных секций; случайная величина и равна и= х+у+г.. Величина г принята некоррелированной с величинами х, у.

Параметры распределения по закону модуля разности могут быть найдены с помощью следующих формул:

Вероятность а того, что случайная величина 8см, подчиняющаяся закону (28), не

2 -

превышает ее допуска Д, равна: а = Р(5си < Л) = < \е сЮ, (31)

-42лац '

л

М 2 -—

где:М„ = 0. При 1—1- =; получено: а = —¡= \е 2 Л (32)

1 секция

1 секция-^

переборка

•монтажным стык обшивки

продольные связи 2 секция/

Рисунок 17 Несовпадения плоскостей соединяемых связей смежных секций

Отсюда при 5см = Л значение аргумента функции Лапласа ^ соответствующее вероятности

а, равно: ta = — сг

(33)

Таким образом, зависимость между параметром распределения несовпадений плоскостей связей Стц и предельной величины несовпадений (допуском) Д выражается формулой: Л

Аналогично найдено: а =-;

2t„

d_ 2t. '

(34).

(35)

где: с, d — поля допусков на величины погрешностей х,у ; tp, tr определяются из условий подобных выражению (33).

При принятых допущениях ах=ау и сг„ = -ja2K + tr2 + <тгг с использованием зависимостей

(34) и (35) получена следующая формула: ta =

2/1

2с2 tl + d

(36)

представляющая собой вероятностную зависимость допуска на несовпадение плоскостей связей Д от допусков на отклонение монтажных кромок набора с от теоретического положения, допуска на смещения контрольных линий секций и также вероятности а = Р(5см < Д). При пределах Зет для случайных величин х, у (¡р = 1г = 3) формула (36) имеет вид: 6Л

t„ =

-J2c'+d2

(37)

В случаях использования методики замеров расстояний между связями допуск

на величину погрешности расстояния между связями (при пределе За) равен: / = л/2си формула

(37) приобретает вид: 1а = ^ ^—- (38)

На рисунке 18 представлена зависимость (37) (или 38) допуска Д на несовпадение плоскостей связей после установки и проверки смежных секций от допуска с на отклонение монтажных кромок набора относительно теоретического положения (или допуска на погрешность расстояний между связями 1), допуска на смещение контрольных линий смежных секций <1 и объема пригонки (1-а)* 100,% (где а = Р(бсм^Д)- вероятность смещения связей монтажного соединения в пределах установленного допуска Д). Найденные зависимости (37) и (38) позволяют оценить процент связей, требующих пригонки при сборке монтажных соединений.

Рисунок 18 Зависимость допуска на несовпадение плоскостей связей Д, допуска на отклонение смежных кромок набора с, допуска на смещение контрольных линий смежных секций (1 и объема пригоню! (1-а)*100, % . Обозначение: а= Р(8см ^ Д)-вероятность смещения связей монтажного соединения в пределах установленного допуска Д.

Для оценки технологических мероприятий по уменьшению объема пригоночных работ при сборке монтажных соединений корпуса автором выполнены расчеты процентного количества связей, требующих наведения, для следующих случаев:

а) при существующем технологическом процессе проверки положения секций относительно базовых плоскостей с применением универсального инструмента, при существующих отклонениях

обшивки и набора относительно теоретического положения и при

действующих допусках на смещение связей в стыковых и крестовых соединениях;

б) при применении оптических методов проверки;

в) при повышенной точности установки набора, связанной с применением оптической разметки и кернения места его положения на полотнище в районе монтажных стыков;

г) при расширенных допусках на величины смещений связей в крестовых соединениях. Результаты расчетов показали, что существующий процент наведения связей при сборке

монтажных соединений с уровня 20-60 % снижается:

а) до 5-6 % при применении оптической проверки положения секций при формировании корпуса на стапеле; б) до 1-10 % при расширении допуска на смещение плоскостей связей в крестовом соединении до 1 толщины (вместо 0,5 толщины); в) до 0-1 % при применении расширенного допуска на смещение плоскостей связей в крестовом соединении и оптической проверки положения секций на стапеле.

Результаты расчетов также позволили установить, что существующий процент пригонки по наведению связей с уровня 20-60 % снижается:

а) до 10-35 % при применении оптической разметки и кернения места положения набора на полотнище; б) до 1-7 % при применении расширенного допуска на смещение плоскостей связей в крестовом соединении и повышенной точности установки набора; в) до 1-5 % при применении оптической проверки положения секций и повышенной точности установки набора; г) до почти полного устранения пригонки при применении всех указанных мероприятий.

Для оценки смещений смежных связей при наличии остаточных деформаций секций принято допущение о том, что отклонения кромок секции относительно некоторого среднего положения и смещения контрольных линий секций относительно их теоретического положения следуют нормальному закону. При этом средняя величина Мх и среднеквадратичное отклонение о- случайной величины х отклонения кромок смежной секции 1 могут быть найдены по

формулам: Мх =---; сгх -----(39)

Аналогично и для смежной секции 2 монтажного соединения можно оценить параметры

уШах _ т!п ^тах _ ^тт

распределения отклонений: Му =----; о^, =----(40)

Тогда зависимость случайных величин погрешностей в монтажном соединении может быть выражена формулой: 5С», = I -х+у+г I, (41)

где: х относится к секции 1, у - к секции 2 ; ъ- случайная величина смещения

контрольных линий секций относительно их теоретического положения.

С использованием формул (28-36) получена следующая зависимость:

2Д

6Д

(42)

I,

'а

или

а

+ -Г

г

представляющая собой вероятностную зависимость допуска на несовпадение плоскостей

связей Д смежных секций от допуска на отклонение с монтажных кромок секции 1 , от допуска на отклонение g монтажных кромок секции 2, допуска (1 на смещения контрольных линий секций , а также вероятности а = Р(8см<Д).

Зависимость (42) позволяет оценить вероятность а снижения величины смещения 3€М до уровня ниже допуска А при максимальных отклонениях кромок с секции 1 и максимальных отклонениях кромок # секции 2 и допуске с1 на смещения контрольных линий секций. Таким образом, уменьшение сварочных деформаций даже одной из секций будет способствовать некоторому снижению величины смещения. Уменьшение сварочных деформаций обеих секций с применением специальных технологических мероприятий окажется еще более эффективно. Формула (42) также позволяет воспользоваться графиком на рисунке 18, который хорошо согласуется с имеющимися в литературе данными В.Ф.Соколова и Л.Ц.Адлерштейна. При допуске на смещение в монтажном крестовом соединении Д=6 мм снижении сварочных деформаций смежных секций в два раза с применением специальных технологических мероприятий позволит уменьшить объем пригонки с 20-60% до 10-15%.

На основе полученных в диссертации теоретических результатов и сделанных научных выводов решена, имеющая важное народно-хозяйственное значение научная проблема создания методов расчетов сварочных деформаций и напряжений, на использовании которых базируется разработка технологических мероприятий по уменьшению сварочных деформаций, сокращению объема пригоночных работ и повышению качества изготовления конструкции на различных этапах постройки судов, обоснование рациональных технологий и применение нового технологического оборудования, а также оценка влияния технологического фактора на прочность судовых корпусных конструкций.

Результатом диссертационного исследования являются следующие научные и прикладные результаты.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Метрологические исследования процессов изготовления судовых корпусных конструкций показывают, что уменьшение объема пригоночных работ возможно при повышении точности изготовления секций и установки их на стапеле на основе применения следующих методических подходов: а) размерного анализа для определения результирующих отклонений при сборке узлов, секций, блоков и при постройке корпуса на стапеле; б) расчетных методик для оценки сварочных деформаций при изготовлении и ремонте судовых корпусных конструкций. Оценка величин остаточных деформаций и напряжений необходима для: а) обоснования рекомендаций по уменьшению (компенсации) сварочных деформаций и разработки рациональных технологических процессов с целью сокращения объема пригоночных работ; б) расчетного обоснования технологической и эксплуатационной прочности судовых конструкций с учетом влияния остаточных сварочных деформации и напряжений.

2. Автором выполнены измерения и сделаны оценки параметров статистических распределений результирующих отклонений связей в монтажных соединениях секций и блоков. Исследована возможность снижения процентного количества пригоняемых связей при сборке монтажных соединении корпуса при применении оптических методов разметки и контроля. Найдены вероятностные зависимости объема пригонки по наведению связей смежных секций (блоков) от величин допусков на отклонения размеров соединяемых элементов (в том числе, с учетом величин сварочных деформаций), допусков на отклонения секций от базовых плоскостей и допусков на смещения соединяемых элементов, позволяющие оценить эффективность технологических мероприятий по уменьшению объема пригоночных работ.

3. Показано, что действующие в судостроении методы определения и предотвращения остаточных сварочных деформаций, регламентируемые РД 5.9807-93, не учитывают зависимость теплофизических и механических характеристик материала от температуры, сложной геометрии конструкции н граничных условий, теплоотдачи в окружающую среду и применимы, в основном, для сравнительно простых узлов и плоских секций. С целью более точного учета геометрических и жесткостных характеристик судовых конструкций разработана новый метод расчета сварочных деформаций в статической постановке с применением метода конечных элементов и теории сварочных деформаций. В качестве расчетных- нагрузок, возникающих в результате усадки в сварном шве, принимаются эквивалентные силы (или относительные укорочения) в продольном и поперечном направлениях.

4. С применением предложенного метода расчета сварочных деформаций выполнено моделирование сборки и сварки днищевого и палубного блоков и целого корпуса крупнотоннажного судна при его модернизации в связи с заменой секций в четырех районах. С учетом условий судостроительного предприятия разработаны мероприятия по компенсации

сварочных деформаций, обеспечивающих уменьшение объема пригоночных работ. В

частности, предусмотрена сборка на электро-прихватках стыковых монтажных швов и скользящие соединения на "гребенках" в монтажных пазовых швах, что позволило исключить поперечные укорочения при сварке монтажных стыковых швов и свести к минимуму продольные деформации корпуса. Натурные измерения после завершения сборочно-сварочных работ показали хорошее согласование остаточных деформаций корпуса с расчетными данными. Также были выполнены требования к точности днищевого и палубного блоков при сборке с основным корпусом корабля.

5. Разработан метод расчетов сварочных деформаций конструкций корпуса танкера при постройке на стапеле блочно-секционным и блочным методами. Выполнено моделирование мероприятий по компенсации сварочных деформаций, заключающееся в корректировке высоты стапельных опор и положения секций в пространстве в процессе их сборки и сварки на стапеле. Расчеты показали, что деформации корпуса могут быть уменьшены в 5-6 раз, что подтверждается практикой постройки корпусов судов на Адмиралтейских верфях.

6. Выполнено моделирования процессов сборки и сварки ряда оболочечных конструкций: блока корпуса при вварке в него крупномасштабных труб (КТ), торо-сферической оболочки при вварке в нее толстостенных комингсов и др. Для указанных процессов разработаны технологические мероприятия по уменьшению сварочных деформации конструкций и обеспечению достаточно жестких допусков на отклонения размеров, на эллиптичность сечений и пр., что позволило существенно уменьшить объем пригоночных работ.

7. Разработан метод и технология исправления общих деформаций конструкции танкера типа "река-море" при капитальном ремонте изношенного корпуса. Метод рекомендует в зависимости от величины остаточного прогиба судна применить несколько кольцевых резов (до верхней палубы), вычислить параметры вертикальных перемещений стапельных тележек и провести подъем (опускание) частей корпуса, что позволяет уменьшить общие деформации до допустимого уровня. После сборки корпуса с установкой заделок и сварки в районах кольцевых резов проводится последующая замена изношенных секций днища, бортов и продольных переборок. Предложенное решение позволяет существенно сократить трудоемкость и стоимость ремонтных работ.

8. С целью повышения точности расчета сварочных деформаций и напряжений разработан метод расчета, основанный на применении МКЭ и решений термопластической задачи. Разработаны алгоритмы расчета сварочных напряжений и деформаций судовых корпусных конструкций с учетом параметров теплового процесса сварки, нелинейных тепло-физических и механических свойств материала, сложной геометрии конструкции и теплообмена с окружающей средой. Расчет сварочных деформаций и напряжений включает решение двух задач: а)

определение температурных полей в процессе сварки и остывания конструкции;

6) оценку деформации и напряжений в конструкции под воздействием температурных полей.

9. Для уточнения некоторых допущений и параметров схемы решения тепловой задачи выполнены экспериментальные и расчетные исследования тепловых полей опытных образцов при автоматической сварке по методу "поперечная горка". Сопоставление расчетных и экспериментальных значений температур показало их достаточно близкую сходимость, что свидетельствует о правильном задании расчетного режима сварки.

10. Для решения тепловой задачи с использованием уравнения нестационарной теплопроводности разработан специальный алгоритм в соответствии с режимом сварки и технологией сборки, который позволяет рассчитать тепловые поля от начала сварки до полного остывания конструкции. Решение деформационной задачи с применением МКЭ основано на использовании теории упруго-пластических деформаций. При расчете сварочных деформаций конструкции под действием тепловых полей принят принцип последовательного прослеживания развития упруго- пластической деформации по шагам расчета через равные промежутки времени от начала сварки до полного охлаждения конструкции. Разработаны эффективные алгоритмы, обеспечивающие устойчивость численных решений на этапе деформационной задачи.

11. С применением термопластических решений было выполнено моделирование процесса сварки тавровой балки с целью оценки влияния технологических факторов на величины остаточных напряжений и деформаций при следующих условиях: а) при свободном опирании балки на стенде; б) при закреплении балки на стенде с помощью скользящих соединений, исключающих вертикальные перемещения; в) при механической обработке шва (давлением р = 350 МПа); г) при низкотемпературном отпуске (Тк650 °С). Анализ полученных результатов показал, что моделирование процесса сварки позволяет оценить расчетным путем эффективность применения указанных технологических приемов.

12. Выполнен расчет остаточных сварочных деформаций и напряжений бортовой секции при ее изготовлении в процессе трех технологических этапов в соответствие с заданными режимами автоматической, полуавтоматической и ручной сварки. Анализ результатов расчетов позволил сделать вывод о том, что применение термопластических решений позволило повысить точность вычислений сварочных деформаций и напряжений по сравнению с действующей расчетной методикой РД 5Р.9807-93.

13. Выполнено расчетное и экспериментальное исследование деформации и напряжений в многопроходных швах опытного образца при сварке в среде углекислого газа. По результатам расчета остаточных напряжении в последнем проходе многопроходного сварного шва

зафиксировано более высокие напряжения, чем в предыдущем проходе, что

свидетельствует о влиянии высокотемпературного автоотпуска. Результаты тензометрирования методом сверления показали, что величины остаточных напряжений у сварного шва вблизи концов ребра близки к расчетным данным.

14. Разработаны алгоритмы, предназначенные для анализа сварочных деформаций и напряжений цилиндрических и сферических конструкций, обеспечивающие устойчивость вычислительного процесса при решении деформационной задачи. Выполнены расчеты сварочных деформаций и напряжений обечаек резервуаров при различных толщинах листов. Установлено, что характер объемного напряженного состояния, образующегося в сварном шве, зависит от величины погонной энергии сварки, условии теплообмена, жесткости элементов, входящих в сварное соединение, и условий на границе. Расчетные остаточные деформации обечаек соответствуют имеющимся литературным данным.

15. Выполнено сопоставление расчетных оценок поперечных укорочений в сварных швах малоуглеродистых сталей при автоматической сварке с опытными данными серии графиков в РД 5Р.9807-93. Выявлено, что относительные укорочения сварного шва в поперечном направлении по данным РД сильно завышены. Показано, что традиционные инженерные методы, основанные на упрощающих допущениях,, не отражают в полной мере сложных процессов, происходящих в реальной конструкции и поэтому достоверная оценка сварочных деформаций и напряжений в ряде сложных случаев может быть получена лишь в процессе решения термопластической задачи с применением МКЭ. Необходима разработка предложений и дополнений к отраслевому документу РД 5Р.9807-93 в части расчетов сварочных деформаций судовых корпусных конструкций с применением МКЭ и решений термопластической задачи.

16. В практике проектирования судов не учитывается в явном виде влияние технологического фактора на прочность судовых конструкций. Согласно данным, полученным при испытаниях опытных образцов, остаточные сварочные напряжения способны оказать влияние на предельную прочность конструкций при действии внешней силовой нагрузки. Для оценки влияния технологического фактора на предельную прочность судовых корпусных конструкций разработаны алгоритмы, которые позволяет на основе единой расчетной модели МКЭ решить следующие задачи: а) выполнить расчет тепловых полей при сварке конструкции и ее последующем охлаждении; б) рассчитать остаточные напряжения и деформации с учетом нелинейных свойств материала под действием тепловых полей; в) выполнить расчет в физически и геометрически нелинейной области напряженно-деформированного состояния конструкции, имеющей отклонения от правильной геометрической формы и остаточные напряжения, полученные в процессе изготовления конструкции.

17. Выполнены расчетные оценки влияния технологического фактора на предельную прочность подкрепленной цилиндрической оболочки. Установлено, что в сравнении с условной идеальной конструкцией, не подверженной влиянию технологического фактора, остаточные «варочные деформации и напряжения снизили предельную нагрузку на 8.3% для конструкции, изготовленной из стали с пределом текучести сгт = 300 МПа. С учетом остаточных напряжений и отклонений двухволновой формы с амплитудой 5 мм предельная нагрузка для той же стали снизилась на 25.0 %. Результаты расчетов предельной прочности подкрепленной цилиндрической оболочки достаточно хорошо согласуются с имеющимися в литературе опытными данными, полученными при испытаниях аналогичных конструкций. С применением термопластических решений также выполнены расчеты прочности палубы корабля при воздействии на нее экстремальной тепловой и силовой нагрузки.

18. Дальнейшее развитие и применение термопластических решений целесообразно для исследования влияния технологического фактора на прочность судовых корпусных конструкций. Работа в направлении совершенствования методики позволит при накоплении статистики и при сопоставлении с данными испытании опытных конструкций сократить объем натурных и модельных испытаний, а также уточнить величины допускаемых напряжений и оценить прочность конструкций корпусов судов после проведения ремонта с заменой изношенных секций.

Основные публикации по теме диссертации.

Статьи, входящие в перечень изданий, утвержденных ВАК.

1. Алферов, В.И. Требования к точности соединений секций при сборке корпусов судов // В.И.Алферов, В.Д.Мацкевич // Судостроение. - 1970. - №9. - С.38-41

2. Алферов, В.И. Математическое моделирование процесса накопления сварочных деформаций при изготовлении конструкций танкера с применением метода конечных элементов //

B.И.Алферов В.И., В.С.Михайлов // Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. - 1996. -вып. 3(287). -

C.36-43

3. Алферов, В.И. Моделирование процесса исправления общих деформаций корпуса танкера "Волга-нефть" в процессе его реновации // В.И.Алферов, В.С.Мнхайлов//Судостроение. - 2007. -№1. - С.54-59

4. Алферов, В.И. Оценка сварочных деформаций корпуса ТАВРК "Адмирал Горшков" и технологических мероприятий по их снижению//В.И.Алферов, В.П.Куликов, В.С.Михайлов//Судостроение. - 2008. - №1. - С.47-51

5. Алферов, В.И. Расчетная оценка сварочных деформаций блоков носового обтекателя и трамплина корпуса ТАВКР "Адмирал Горшков'У/В.И.Алферов, В.П.Куликов, В.С.Михайлов//Судостроение. - 2008. - №3, - С.49-53

6. Алферов, В.И. Расчетное обоснование с применением МКЭ технологии изготовления оболочечных конструкций с целью обеспечения минимальных сварочных деформаций// В.И.Алферов, В.П.Куликов, В.С.Михайлов//Морской вестник, - 2008. - №2(26), - С. 92-96 (рецензенты д.т.н., проф. Г.В.Бойцов, д.т.н., проф. О.Е.Литонов)

7. Алферов, В.И Методика расчета сварочных деформаций корпусных конструкций с применением МКЭ в статической постановке // Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. - 2009. -

вып. 42(326).-С.93-116

8. Алферов, В.И. Расчетная оценка остаточных сварочных деформаций обечаек резервуаров с использованием технологии автоматической сварки по методу "поперечная горка" //

B.И.Алферов, Н.А.Стешенкова//Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. - 2009. - вып. 46(330). -

C.123-138

9. Алферов, В.И. Расчетное обоснование технологии установки и приварки труб к комингсам торо-сферической оболочки и бракетам корпуса при обеспечении допусков на отклонения размеров//В.И.Алферов, В.П.Куликов, В.С.Михайлов// Морской вестник. -2009. -№1(29). - С.105-109 (рецензенты д.т.н., проф. Г.В.Бойцов, д.т.н., проф. О.Е.Литонов)

10. Алферов, В.И. Соотношение инженерных методов и термопластических решений с применением МКЭ для расчетов сварочных напряжений и деформаций судовых корпусных конструкций // Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. - 2009 - вып. 41(325). - С.41-61

И. Алферов, В.И. Применение МКЭ и решения термопластической задачи для расчетов сварочных напряжений и деформаций обечаек резервуаров с использованием технологии односторонней автоматической сварки//В.И.Алферов, Н.А.Стешенкова/ЛГруды ЦНИИ им. акад.

A.Н. Крылова. - 2009. - вып. 41(325). - С.63-84

12. Алферов, В.И. Разработка рациональных технологических процессов изготовления судовых корпусных конструкций на основе расчетных оценок сварочных деформаций с использованием МКЭ и вычислительной техники//В .И.Алферов, В.П.Куликов,

B.С.Михайлов//Судостроение. - 2009. - №6. - С.29-33

13. Алферов, В.И. Применение МКЭ для решения тепловой и деформационной задач расчета сварочных деформаций судовых корпусных конструкций //В.И.Алферов, Н.А.Стешенкова//Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. - 2010. - вып. 56(340). - С.147-162

14. Алферов, В.И. О влиянии технологического фактора на напряженно-деформированное состояние и прочность судовых корпусных конструкций//В.И.Алферов, В.М.Шапошнпков //Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. - 2010. - вып. 53(337). - С.5-12

15. Алферов, В.И. Применение МКЭ для расчета сварочных деформаций судовых корпусных конструкций //Морской вестник. - 2010. - №4(36). - С.84-87 (рецензенты д.т.н., проф. Г.В.Бойцов, д.т.н., проф. О.Е.Литонов)

16. Алферов, В.И. Расчетная оценка объемов пригоночных работ при сборке монтажных соединений судовых корпусных конструкций на основе размерного анализа //Судостроение. - 2010. - №6. - С.48-52

17. Алферов, В.И. Расчетная оценка с применением МКЭ остаточных деформаций и напряжений при изготовлении корпуса глубоководного аппарата//В.И.Алферов, В.С.Михайлов//Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. - 2010. - вып. 56(340). - С.132-146

18. Алферов, В.И. Применение МКЭ и термопластических решений для оценки остаточных сварочных деформаций и напряжений в сферической оболочке резервуара//В.И.Алферов, Н.А.Стешенкова//Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. - 2010. - вып. 55(339). - С.115-124

19. Михайлов, B.C. Математическое моделирование остаточных сварочных деформаций при изготовлении корпусов судов//В.С.Михайлов, В.И.Алферов//Судостроение. - 1998. - №2. - С.49-53

20. Alferov, V.I. Application of Finite element method for solution of the thermoplastic problem of calculation of welding stresses and strains in ship hull structures // Transactions of the Krylov Shipbuilding Research Institute. - 2007. - Issue 37(321). - P.65-80

Статьи в журналах и сборниках, доклады на научных конференциях.

21. Алферов, В.И. О требованиях к точности конструкций при секционно- блочном методе строительства и ремонте корпусов судов // Судоремонт флота рыбной промышленности. - 1969. -№12. - С.27-30

22. Алферов, В.И. Влияние технологических смещений связей на концентрацию напряжений в сварных соединениях при секционном методе судоремонта // Труды ЛКИ. - 1968. -вып. 59. - С.59-66

23. Алферов, В.И Расчетное определение влияния технологических смещений на усталостную прочность сварных соединений // Труды ЛКИ. - 1969. - вып. 66. - С.11-18

24. Алферов, В.И. Исследование изгиба пластин крестового соединения со смещением и непрямолинейностыо//В.И.Алферов, В.Д.Мацкевич//Труды ЛКИ. - 1970. - вып. 71. - С.25-32

25. Алферов, В.И. Разработка рациональных технологических процессов изготовления судовых корпусных конструкций на основе расчетных оценок сварочных деформаций с использованием МКЭ и вычислительной техники // 7-я общероссийская конференция и выставка

по морским интеллектуальным технологиям МОРИНТЕХ // В.И.Алферов, В.П.Куликов,

В.С.Михайлов//'18-19 сентября 2008. - С-Петербург. - С.10-15

26. Алферов, В.И. Расчетные и экспериментальные исследования остаточных сварочных деформаций при автоматической сварке стыковых соединений по методу "поперечная горка" // 7-я общероссийская конференция и выставка по морским интеллектуальным технологиям МОРИНТЕХ//В.Й.Алферов, Н.А.Стешенкова//18-19 сентября 2008. - С-Петербург. - С.16-32

27. Алферов, В.И. Применение МКЭ и решения термопластической задачи для расчетов сварочных напряжений и деформаций обечаек резервуаров с использованием технологии односторонней автоматической сварки//В.И.Алферов, Н.А.Стешенкова // Вестник технологии судостроения. - 2008. - № 16. - С.41-46

28. Алферов, В.И. Расчет отклонений формы верхних комингсов крупномасштабных труб (КТ) корпуса при вварке в них труб насыщения и разработка технологических мероприятий по снижению сварочных деформаций//В.И.Алферов, В.П.Куликов, В.С.Михайлов// Вестник технологии судостроения. - 2008. - № 16. - С.46-53

29. Алферов, В.И. Расчетная оценка с применением МКЭ остаточных деформаций блока корпуса при вварке в него крупногабаритных труб. Мероприятия по снижению сварочных деформаций//В.И.Алферов, В.П.Куликов, В.С.Михайлов//Вестник технологии судостроения и судоремонта. - 2010. - №18. - С.72-78

30. Алферов, В.И. Методика расчета сварочных деформаций с использованием метода конечных элементов при вварке изделий насыщения в цилиндрические и сферические конструкции // В.И.Алферов, В.С.Михайлов//4-я Международная конференция по морским интеллектуальным технологиям// Сборник тезисов докладов, Санкт-Петербург. 20 - 22 сентября 2001. - С.88-89

31. Михайлов, В.С. Оценка сварочных деформаций при изготовлении крупногабаритных конструкций и корпусов судов с применением метода конечных элементов // В.С.Михайлов, В.И.Алферов//Вестник технологии судостроения. - 1999. - №5. - С.35-38

32. Алферов, В.И. Применение метода конечных элементов и ЭВМ при математическом моделировании процесса образования сварочных деформаций сложных пространственных конструкций и корпусов судов // В.И.Алферов, В.С.Михайлов/ЛГруды научно-технической конференции по сварке. - 20-22 марта 1997. - С.109-110

33. Алферов, В.И. Расчетная оценка с применением МКЭ и термопластических решений остаточных сварочных деформаций обечаек резервуаров с использованием технологии автоматической сварки по методу "поперечная горка"// В.И.Алферов, Н.А.Стешенкова// Конференция по строительной механике корабля памяти академика Ю.А.Шиманского. - 26-27 ноября 2008. - Санкт-Петербург. - С. 116-118

34. Алферов, В.И. Применение МКЭ для решения тепловой- и деформационной задач расчета сварочных деформаций судовых корпусных конструкций// Конференция по строительной механике корабля памяти академика Ю.А.Шиманского. - 26-27 ноября 2008. - Санкт-Петербург. - С.114-115

35. Alferov, V.I. Application of FEA and solution of thennoplastic problems for calculation of residual welding stresses and strains in vessel shells with the use of one-side automatic welding technology // V.I.Alferov, N.A.Steshenkova//"Assesment of reliability of materials and structures: problems and solutions"-22-th International conference. 17-19 June 2008. - St. Petersburg. - Russia. -volume 1.-P. 11-23

На правах рукописи

01201351023

-> АЛФЕРОВ Валентин Иванович

МЕТОДЫ РАСЧЕТА СВАРОЧНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ И НАПРЯЖЕНИЙ СУДОВЫХ КОРПУСНЫХ КОНСТРУКЦИЙ С ПРИМЕНЕНИЕМ МЕТОДА КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ, РЕШЕНИЙ ТЕПЛОВОЙ И ДЕФОРМАЦИОННОЙ ЗАДАЧИ

Специальность:

05.08.04 "Технология судостроения, судоремонта и организация судостроительного

производства"

Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук

Санкт-Петербург-2012

Содержание

Введение к диссертации и постановка задачи..................................................10

1. История изучения вопросов, затронутых в диссертации............................19

1.1 Основы тепловых расчетов применительно к условиям сварки..............26

1.2 Упрощенные инженерные расчетные схемы нагрева металла сварочными источниками тепла...................................................................................32

1.3 Анализ ограничений и недостатков методов расчетов остаточных сварочных деформаций, регламентируемых РД 5.9807-93......................................36

2. Метод расчета сварочных деформаций судовых корпусных конструкций с применением МКЭ в статической постановке...........................................................42

2.1 Обоснование эквивалентных сил и узловых нагрузок, вызванных продольными и поперечными укорочениями в сварных монтажных швах............43

2.2 Тестовые примеры расчета сварочных деформаций узлов корпусных конструкций...................................................................................................................45

3. Моделирование процесса сборки и сварки корпусных конструкций и разработка мероприятий по компенсации и снижению сварочных деформаций...49

3.1 Расчет остаточных деформаций полу объемной секции днища................50

3.2 Расчетная оценка сварочных деформаций днищевого и палубного блоков корпуса крупнотоннажного судна..................................................................52

3.2.1 Учет конструктивных особенностей блоков при построении расчетных моделей МКЭ.................................................................................................................53

3.2.2 Результаты расчетов остаточных сварных деформаций блоков корпуса крупнотоннажного судна..............................................................................................55

3.3 Математическое моделирование остаточных сварочных деформаций корпуса танкера при постройке на стапеле.................................................................57

3.3.1 Метод расчета сварочных деформаций при постройке корпуса танкера на стапеле........................................................................................................................59

3.3.2 Результаты расчета сварочных деформаций корпуса танкера при постройке на стапеле. Оценка возможности компенсации сварочных деформаций ..........................................................................................................................................65

3.4 Расчетное обоснование с применением МКЭ технологии изготовления оболочечных конструкций корпуса с целью обеспечения минимальных сварочных деформаций........................................................................67

3.4.1 Конструктивные узлы сварных соединений и режимы сварки. Оценка параметров укорочений в монтажных соединениях..................................................69

3.4.2 Моделирование процесса сборки и сварки отсека корпуса и результаты расчета сварочных деформаций...................................................................................70

3.4.3 Технологические варианты 1 и 2..............................................................72

3.4.4 Технологические варианты 3 и 4..............................................................74

3.5 Расчетное обоснование технологии установки и вварки толстостенных комингсов в торо-сферическую оболочку при обеспечении технологических допусков на линейные размеры и эллиптичность......................................................76

3.5.1 Моделирование сборки и сварки узлов пересечения торо-сферической и цилиндрических оболочек.........................................................................................77

3.5.2 Результаты расчетов остаточных деформаций при вварке комингсов в торо-сферическую оболочку........................................................................................78

3.6 Расчетная оценка сварочных деформаций при модернизации корпуса крупнотоннажного судна и обоснование технологических мероприятий по их снижению........................................................................................................................84

3.6.1 Математическое моделирование остаточных сварочных деформаций корпуса крупнотоннажного судна при замене секций в процессе его модернизации.................................................................................................................86

3.6.2 Результаты расчетов остаточных сварочных деформаций корпуса крупнотоннажного судна. Разработка технологических мероприятий по их снижению........................................................................................................................88

Заключение к разделу 3.6.2................................................................................93

3.6.3 Расчетная оценка сварочных деформаций корпуса крупнотоннажного судна в связи с проведением в кормовой оконечности сборочно-сварочных работ ..........................................................................................................................................93

3.7 Расчетная оценка с применением МКЭ остаточных деформаций и напряжений при изготовлении корпуса глубоководного аппарата..........................95

3.7.1 Технология сборки и сварки корпуса глубоководного аппарата и расчётные модели МКЭ................................................................................................95

3.7.2 Результаты расчёта сварочных деформаций и напряжений при изготовлении корпуса глубоководного аппарата.......................................................99

Заключение к разделу 3.7.................................................................................101

3.8 Моделирование исправления общих деформаций корпуса танкера в процессе капитального ремонта с использованием технологических средств в условиях горизонтального стапеля............................................................................101

3.8.1 Разработка расчетной модели МКЭ корпуса танкера с учетом остаточных деформаций конструкции и взаимодействия корпуса с горизонтальным стапелем...........................................................................................103

3.8.2 Моделирование процесса исправления общих деформаций корпуса с применением технологических средств и определение основных параметров процесса. Анализ результатов расчета......................................................................106

3.8.2.1 Технологический этап I........................................................................106

3.8.2.2 Технологический этап II.......................................................................109

3.8.2.3 Технологический этап III......................................................................110

3.8.3 Технология капитального ремонта и восстановления судов типа «река-море» секционным методом.......................................................................................113

3.8.4 Требования Правил Российского Морского и Речного Регистра к обеспечению прочности ремонтируемых судов ограниченного района плавания ........................................................................................................................................115

Заключение к разделу 3.....................................................................................116

4. Применение МКЭ для решения тепловой и деформационной задач расчета сварочных деформаций судовых корпусных конструкций.......................118

4.1 Основные цели расчета сварочных деформаций конструкций с применением МКЭ и решения термопластической задачи.....................................118

4.2 Основные предпосылки разработки процедуры расчета сварочных деформаций и напряжений с применением МКЭ и термопластических решений ........................................................................................................................................119

4.3 Применение МКЭ для расчета температурных полей в процессе выполнения сварки......................................................................................................122

4.4 Основные уравнения МКЭ нестационарной теплопроводности...........125

4.5 Решение деформационной задачи с применением МКЭ........................127

Заключение к разделу 4.....................................................................................131

5. Исследование остаточных сварочных напряжений и деформаций с

использованием решения термопластической задачи.............................................133

5.1 Расчет НДС тавровой балки при автоматической сварке под слоем флюса............................................................................................................................134

5.1.1 Оценка влияния на НДС балки закреплений от вертикальных перемещений с помощью гребенок...........................................................................138

5.1.2 Оценка влияния на НДС балки механической обработки шва и ЗТВ 140

5.1.3 Оценка влияния на НДС балки низкотемпературного отпуска...........143

5.2 Решение термопластической задачи для бортовой секции.....................145

5.2.1 Расчет температурных полей..................................................................145

5.2.2 Расчет остаточных напряжений и деформаций при сварке бортовой секции............................................................................................................................147

5.2.3 Результаты расчета для 1-го варианта граничных условий.................148

5.2.4 Результаты расчета для 2-го варианта граничных условий.................150

5.3 Решение термопластической задачи для опытного образца, изготовленного с применением сварки в среде углекислого газа..........................153

5.4 Расчетное и экспериментальное исследование деформаций и напряжений при автоматической сварке опытного образца по методу "поперечная горка"......................................................................................................157

5.4.1 Измерение температурных полей при сварке опытного образца.......159

5.4.2 Результаты расчета тепловых полей при сварке опытного образца ..160

5.4.3 Результаты расчета остаточных деформаций и напряжений при сварке опытного образца по методу "поперечная горка"...................................................162

5.5 Расчетная остаточных сварочных деформаций обечаек резервуаров с использованием технологии автоматической сварки по методу "поперечная горка" ........................................................................................................................................166

5.5.1 Расчет остаточных деформаций цилиндрической обечайки толщиной s=16 мм при однопроходной односторонней автоматической сварке 167

5.5.2 Расчет остаточных деформаций цилиндрической обечайки толщиной s=30 мм при однопроходной односторонней автоматической сварке пазового шва ........................................................................................................................................172

5.5.3 Сопоставление результатов расчетов остаточных деформаций при сварке пазовых швов обечаек (разделы 5.5.1-5.5.2) с экспериментальными данными измерений деформаций обечаек турбинных водоводов.........................176

5.5.4 Расчет остаточных деформаций двух цилиндрических обечаек толщиной s=16 мм при однопроходной односторонней автоматической сварке стыкового шва..............................................................................................................178

5.5.5 Расчет остаточных деформаций двух цилиндрических обечаек толщиной s=30 мм при однопроходной односторонней автоматической сварке стыкового шва..............................................................................................................181

Заключение к разделу 5.5.................................................................................185

5.5.6 Сопоставление результатов расчетов поперечных укорочений в швах обечаек при применении технологии однопроходной автоматической сварки с рекомендациями по РД 5.9807-93 [116]....................................................................188

5.6 Расчет остаточных сварочных деформаций и напряжений в сферической оболочке резервуара....................................................................................................189

5.6.1 Обоснование расчетных моделей МКЭ сферической оболочки толщиной 30 мм...........................................................................................................190

5.6.2 Расчет остаточных деформаций и напряжений сферической оболочки толщиной s=30 мм при автоматической сварке по методу "поперечная горка" ..191

5.6.3 Оценка остаточных деформаций и напряжений при сварке сферической оболочки резервуара с применением инженерного метода 1в статической постановке..............................................................................................194

Заключение к разделу 5.6.................................................................................196

5.7 О влиянии технологического фактора на напряженно-деформированное состояние и прочность судовых корпусных конструкции......................................196

5.7.1 Недостатки процедур расчета прочности судовых корпусных конструкции и необходимость нового подхода.......................................................197

5.7.2 Основные задачи настоящей работы......................................................201

5.7.3 Расчетная модель МКЭ для анализа сварочных напряжений и деформаций оребренной цилиндрической оболочки..............................................202

5.7.4 Результаты расчета тепловых полей при приварке кольцевых ребер к цилиндрической обшивке (ат = 300 МПа)................................................................203

5.7.5 Расчет остаточных напряжений и деформаций при приварке кольцевых ребер к цилиндрической оболочке (стт = 300 МПа).................................................204

5.7.6 Анализ взаимодействия полей остаточных напряжений и испытательной нагрузки на внутреннюю поверхность оболочки р=3.0 МПа (стт=300 МПа)...............................................................................................................206

5.7.7 Оценка предельной нагрузки рпр для оболочки при наличии остаточных напряжений после приварки кольцевых ребер....................................209

5.7.7.1 Результаты расчета рпр для оболочки при наличии поля остаточных напряжений и деформаций (стт = 300 МПа)..............................................................209

5.7.7.2 Оценка предельной нагрузки рпр для оболочки при наличии остаточных сварочных напряжений и геометрических отклонений двухволновой формы (п=2) с амплитудой £ = 5.0мм (стт=300 МПа)................................................211

5.8 Анализ прочности палубной конструкции при действии силовой и тепловой нагрузки со стороны газовой струи ракетного двигателя......................212

5.8.1 Модель МКЭ палубной секции...............................................................213

5.8.2 Задание параметров материала для КЭ модели палубы.......................214

5.8.3 Задание внешней нагрузки и граничных условий................................215

5.8.4 Результаты расчета прочности палубной секции при совместном действии экстремальной тепловой и силовой нагрузки..........................................216

Заключение к разделам 5.7-5.8.........................................................................221

5.9 Дальнейшее совершенствование методики расчета сварочных напряжений и деформаций с применением решения термопластической задачи222

6. Расчетная оценка эффективности технологических

мероприятий, направленных на снижение объемов пригоночных работ при изготовлении судовых корпусных конструкций на основе размерного анализа .225

6.1 Виды погрешностей корпусных конструкций..........................................226

6.2 Методика оценки объемов пригоночных работ.......................................227

6.3 Погрешности, наблюдавшиеся при сборке монтажных соединений.....233

6.4 Зависимость величин несовпадений связей от допусков на изготовление и установку секций (блоков)......................................................................................239

6.5 Оценка технологических мероприятий по снижению пригоночных работ при сборке монтажных соединений корпуса............................................................242

6.6 Оценка влияния технологических мероприятий по снижению величин сварочных деформаций на величины несовпадений связей (объем пригоночных работ) в монтажных соединениях корпуса...............................................................249

Заключение к разделу 6.....................................................................................250

ЗАКЛЮЧЕНИЕ..................................................................................................250

Литература..........................................................................................................255

Приложение 1 Рисунки.....................................................................................268

Приложение 2 Таблицы....................................................................................274

Приложение 3 Расчеты сварочных деформаций оболочечных конструкций с применением методики 1.............................................................................................309

1. Расчетное обоснование технологии установки и приварки труб к комингсам торо-сферической оболочки и бракетам корпуса при обеспечении допусков на отклонения размеров.............................................................................309

2. Расчет отклонений формы верхних комингсов крупномасштабных труб (КТ) корпуса при вварке в них труб насыщения и разработка технологических мероприятий по снижению сварочных деформаций...............................................318

Приложение 4. Расчет остаточных деформаций и напряжений цилиндрической обечайки толщиной 5=20 мм при автоматической сварке по методу "поперечная горка".........................................................................................331

Приложение 5 Оценка влияния технологического фактора на предельную нагрузку рпр оребренной цилиндрической оболочки, изготовленной из высокопрочной стали (стт = 1000 МПа)................................................................340

1. Расчет остаточных напряжений и деформаций при приварке кольцевых ребер к цилиндрической оболочке.............................................................................340

2. Анализ взаимодействия полей остаточных напряжений и испытательной нагрузки на внутреннюю поверхность оболочки р = 3.0 МПа (стт=1000 МПа)....341

3. Оценка предельной нагрузки на оболочку при наличии остаточных напряжений и деформаций после приварки кольцевых ребер к цилиндрической оболочке (стт = 1000 МПа)..........................................................................................344

4. Оценка влияния остаточных напряжений и отклонений от правильной геометрической формы, вызванных операциями сборки и сварки, на предельную нагрузку рпр для цилиндрической оболочки (ат=Ю00 МПа)..................................345

Введение к диссертации и постановка задачи

Актуальность темы диссертации. Судостроение, в отличие от машиностроения, не обеспечивает удовлетворительной точности [1-5], [48], [61], гарантирующей минимальный уровень пригоночных работ. Для корпусных конструкций проблема точности определяется геометрическими погрешностями фор